Підвищення надійності та ефективності електричних машин у динамічних режимах генеруючих енергоблоків

Наведено методи і результати досліджень фізичних процесів протягом останнього року та способи підвищення надійності і ефективності роботи енергетичних електричних машин у складі генеруючих енергоблоків, які працюють у маневрених режимах експлуатації....

Ausführliche Beschreibung

Gespeichert in:

Bibliographische Detailangaben
Datum:	2009
1. Verfasser:	Титко, О.І.
Format:	Artikel
Sprache:	Ukrainian
Veröffentlicht:	Інститут електродинаміки НАН України 2009
Schriftenreihe:	Праці Інституту електродинаміки НАН України
Schlagworte:	№ 10. Відділ моделювання машин змінного струму
Online Zugang:	http://dspace.nbuv.gov.ua/handle/123456789/63707
Tags:	Tag hinzufügen Keine Tags, Fügen Sie den ersten Tag hinzu!
Назва журналу:	Digital Library of Periodicals of National Academy of Sciences of Ukraine
Zitieren:	Підвищення надійності та ефективності електричних машин у динамічних режимах генеруючих енергоблоків / О.І. Титко // Праці Інституту електродинаміки Національної академії наук України: Зб. наук. пр. — К.: ІЕД НАНУ, 2009. — Вип 23. — С. 83-90. — Бібліогр.: 22 назв. — укр.

Institution

Digital Library of Periodicals of National Academy of Sciences of Ukraine

id	irk-123456789-63707
record_format	dspace
spelling	irk-123456789-637072014-06-06T03:01:29Z Підвищення надійності та ефективності електричних машин у динамічних режимах генеруючих енергоблоків Титко, О.І. № 10. Відділ моделювання машин змінного струму Наведено методи і результати досліджень фізичних процесів протягом останнього року та способи підвищення надійності і ефективності роботи енергетичних електричних машин у складі генеруючих енергоблоків, які працюють у маневрених режимах експлуатації. Приведены методы и результаты исследований физических процессов, а также способы повышения надежности и эффективности работы энергетических электрических машин в составе генерирующих энергоблоков, работающих в маневренных режимах эксплуатации. 2009 Article Підвищення надійності та ефективності електричних машин у динамічних режимах генеруючих енергоблоків / О.І. Титко // Праці Інституту електродинаміки Національної академії наук України: Зб. наук. пр. — К.: ІЕД НАНУ, 2009. — Вип 23. — С. 83-90. — Бібліогр.: 22 назв. — укр. 1727-9895 http://dspace.nbuv.gov.ua/handle/123456789/63707 621.313.322 uk Праці Інституту електродинаміки НАН України Інститут електродинаміки НАН України
institution	Digital Library of Periodicals of National Academy of Sciences of Ukraine
collection	DSpace DC
language	Ukrainian
topic	№ 10. Відділ моделювання машин змінного струму № 10. Відділ моделювання машин змінного струму
spellingShingle	№ 10. Відділ моделювання машин змінного струму № 10. Відділ моделювання машин змінного струму Титко, О.І. Підвищення надійності та ефективності електричних машин у динамічних режимах генеруючих енергоблоків Праці Інституту електродинаміки НАН України
description	Наведено методи і результати досліджень фізичних процесів протягом останнього року та способи підвищення надійності і ефективності роботи енергетичних електричних машин у складі генеруючих енергоблоків, які працюють у маневрених режимах експлуатації.
format	Article
author	Титко, О.І.
author_facet	Титко, О.І.
author_sort	Титко, О.І.
title	Підвищення надійності та ефективності електричних машин у динамічних режимах генеруючих енергоблоків
title_short	Підвищення надійності та ефективності електричних машин у динамічних режимах генеруючих енергоблоків
title_full	Підвищення надійності та ефективності електричних машин у динамічних режимах генеруючих енергоблоків
title_fullStr	Підвищення надійності та ефективності електричних машин у динамічних режимах генеруючих енергоблоків
title_full_unstemmed	Підвищення надійності та ефективності електричних машин у динамічних режимах генеруючих енергоблоків
title_sort	підвищення надійності та ефективності електричних машин у динамічних режимах генеруючих енергоблоків
publisher	Інститут електродинаміки НАН України
publishDate	2009
topic_facet	№ 10. Відділ моделювання машин змінного струму
url	http://dspace.nbuv.gov.ua/handle/123456789/63707
citation_txt	Підвищення надійності та ефективності електричних машин у динамічних режимах генеруючих енергоблоків / О.І. Титко // Праці Інституту електродинаміки Національної академії наук України: Зб. наук. пр. — К.: ІЕД НАНУ, 2009. — Вип 23. — С. 83-90. — Бібліогр.: 22 назв. — укр.
series	Праці Інституту електродинаміки НАН України
work_keys_str_mv	AT titkooí pídviŝennânadíjnostítaefektivnostíelektričnihmašinudinamíčnihrežimahgeneruûčihenergoblokív
first_indexed	2025-07-05T14:25:54Z
last_indexed	2025-07-05T14:25:54Z
_version_	1836817375662440448
fulltext	УДК 621.314 К.О. Липківський, В.В. Мартинов, Ю.В. Руденко, В.А. Халіков, А.Г. Можаровський, Б.Б. Лебедєв ДОСЛІДЖЕННЯ ТА РОЗРОБКА НАПІВПРОВІДНИКОВО- ТРАНСФОРМАТОРНИХ ПЕРЕТВОРЮВАЧІВ ДЛЯ ЖИВЛЕННЯ ЕЛЕКТРОТЕХНОЛОГІЧНОГО ОБЛАДНАННЯ Наведено основні результати, отримані при виконанні науково-дослідних робіт по розробці напівпро- відноково-трансформаторних перетворювачів для живлення електротехнологічного навантаження. Приведены основные результаты, полученные при выполнении научно-исследовательских работ по разработке полупроводниково-трансформаторных преобразователей для питания электротехнологической нагрузки. Однією з причин підвищення техніко-економічних показників сучасних електротехно- логій є застосування як нових електротехнологічних методів – електронно-променевих, дуго- вих, індукційних, так і нестандартних систем електроживлення, що забезпечують необхідні параметри цих технологій. Тому дуже важливим виглядає зосередження зусиль на дослідженні та оптимізації процесів у системі “система живлення – технологічне навантаження”. Розробка нових технологій, що базуються на можливості ефективного використання дії електромагнітної енергії, ведеться інтенсивно в різних країнах, зокрема – США, Німеччині, Росії, Латвії, Україні. Результати попередніх досліджень, проведених в Інституті електродина- міки НАН України, показують, що режими технологічних процесів залежать як від конструк- тивних особливостей технологічних систем, так і від показників електричних параметрів елек- троживлення та їх стабільності. Тому дослідження процесів перетворення параметрів електри- чної енергії та визначення оптимальних режимів електроживлення, що максимально врахову- ють особливості технологічного обладнання та потреби технологічних процесів, є актуальною науково-технічною проблемою. Особлива потреба існує в дослідженні процесів у потужних системах електроживлення для технологічного обладнання через відсутність широковідомих результатів у застосуванні напівпровідникової техніки в таких системах. Електронно-променева технологія є одним з перспективних напрямків обробки мате- ріалів, зокрема – глибокого рафінування металів і сплавів, зварювання різних металів, у пер- шу чергу тугоплавких, хімічно активних і різнорідних, якісних сталей, високоміцних сплавів на основі алюмінію і титана. Використання такого складного процесу, як електронно-променева технологія, виправдане тим, що іншими способами неможливо одержати високоякісний метал. До того ж, наприклад, при переплавленні металу електронно-променева технологія дає змогу відмовитися від застосування електродів, що витрачаються, для чого необхідно окреме виробництво. Широке використання в промисловості сучасних електротехнологій, заснованих на еле- ктронно-променевих, плазмових, дугових, лазерних та інших методах обробки матеріалів, ви- магає створення спеціалізованих джерел електроживлення. До цих джерел електроживлення, крім звичайних вимог по регулюванню і стабілізації вихідної напруги або струму, висуваються специфічні вимоги, що відображають властивості електротехнологічних установок. Це – за- безпечення працездатності при переході тліючого розряду в дуговий (режим короткого зами- кання), а також у ряді застосувань – стабільності горіння дуги. У деяких випадках висуваються підвищені вимоги до енергетичних і динамічних характеристик джерел живлення. На сьогодні бурхливий розвиток одержав напрямок створення джерел живлення елек- тротехнологічних установок, які можна об’єднати спільністю характеру навантажень, до чи- сла яких належать різні види газового розряду. Останні характеризуються як нелінійні нава- нтаження з малими або навіть негативними внутрішніми опорами, значення яких залежать © Липківський К.О., Мартинов В.В., Руденко Ю.В., Халіков В.А., Можаровський А.Г., Лебедєв Б.Б., 2009 від ряду факторів і можуть істотно відрізнятися в статичному і динамічному режимах. Тому джерела живлення електротехнологічних установок повинні мати характеристики джерел струму, а в ряді випадків забезпечувати дві зони регулювання, в одній з яких повинні пере- важати характеристики джерела напруги, в іншій – джерела струму (наприклад, у зварюва- льних установках). При цьому джерело електроживлення має бути високодинамічним, забез- печувати нормальну роботу установки від режиму холостого ходу до короткого замикання. Створення таких джерел з простою і надійною системою регулювання дають змогу забезпе- чити необхідні характеристики електротехнологічних установок у цілому. У зв’язку з описаною проблематикою у звітному періоді вирішувалась науково- технічна задача дослідження електромагнітних процесів у потужних джерелах електро- живлення електронно-променевих плавильних установок. Ідея досліджень базувалась на визначенні основних закономірностей технологічних процесів та їх особливостей залежно від параметрів електроживлення. Проведено дослідження секціонованого високовольтного джерела живлення з послі- довним по виходу з’єднанням випрямляючих комірок і з’єднанням вторинних обмоток сило- вого трансформатора попарно в «зірку» і «трикутник». За допомогою чисельних методів проведено моделювання процесів і розраховано регулювальні характеристики секціоновано- го джерела живлення при різних значеннях напруги короткого замикання силового трансфо- рматора. На рис. 1 зображено графіки зміни вихідної напруги (а, б), коефіцієнта гармонік вхідного струму (в) і коефіцієнта пульсацій вихідної напруги (г) залежно від відносної зміни вхідної напруги в інтервалі ±10 %, обумовленого нормами Держстандарту №13109-97, при номінальному струмі навантаження 12 А. З рис. 1 а, б видно, що підтримання рівня вихідної напруги в межах області стабілізації на рівні 30 кВ при зміні вхідної напруги в названому ін- тервалі можливо завдяки зміні кількості включених секцій на виході джерела від N=14 до N=18 при параметрах трансформатора, що відповідають напрузі короткого замикання UКЗ=2 %. При параметрах, що відповідають UКЗ=10 %, необхідне число працюючих секцій джерела більше і становить ряд від N=15 до N=19. Розмір області стабілізації вихідної напруги визна- чається величиною напруги на виході однієї секції. При мінімальному рівні вхідної напруги область стабілізації становить 1740 В у випадку UКЗ=2 % і 1600 В у випадку UКЗ =10 %. При максимальній вхідній напрузі область стабілізації становить 2000 В у випадку UКЗ=2 % і 1950 В у випадку UКЗ =10 %. Таким чином, область стабілізації вихідної напруги даного джерела живлення змен- шується при збільшенні ін- дуктивності розсіювання силового транс- форматора. Коефіці- єнт гармонік Кг і коефіцієнт пульсацій Кп при зміні вхід- ної напруги за- лежать від кі- лькості пра- цюючих секцій джерела (рис. 1 в, г). При непар- ній кількості секцій ці кое- фіцієнти мають Рис. 1 в а б г більші значення, ніж при парній кількості. Це пов’язано з тим, що при парній кількості сек- цій у формі вхідного струму крім першої гармоніки містяться тільки 11-, 13-, 23-, 25-а й інші непарні гармоніки малого порядку. При непарній кількості працюючих секцій у формі вхід- ного струму з’являються також істотні за величиною 5- й 7-а гармоніки, характерні для форми струму у вторинних обмотках трансформатора, з’єднаних у «зірку» або «трикутник». Таким чином, якщо при парному N, коли в джерелі працює однакове число вторинних обмоток, з’єднаних у «зірку» і «трикутник», у сумарному струмі первинної обмотки 5- й 7-а гармоніки взаємно компенсуються, то при непарному N і неоднаковому числі працюючих вторинних обмоток у формі вхідного струму з’являються нескомпенсовані складові – 5- і 7-а гармоніки. Розходження величини коефіцієнта гармонік при парному і непарному N становить 1,5 % при UКЗ =2 % і до 0,5 % при UКЗ =10 %. Коефіцієнт пульсацій Кп при парному N формується сумарною амплітудою випрямле- ної напруги однакової кількості секцій, включених випрямлячем на вторинні обмотки в «зір- ку» або «трикутник». Як відомо, у такому випадку формується 12-ти пульсна система вихід- ної выпрямленої напруги. При непарному N (неоднаковій кількості секцій у «зірку» або «трикутник») у формі вихідної напруги з’являються некомпенсовані складові напруги, що різко збільшує розмах пульсацій вихідної напруги. При UКЗ = 2 % зміна розмаху пульсацій становить 0,15 %, а при UКЗ=10 % – порядку 0,03 %. Реалізація необхідних значень електромагнітних параметрів, надійності системи елек- троживлення і якості високовольтної ізоляції при впливі багаторазових випадкових пробоїв у навантаженні, з урахуванням взаємозв’язків зазначених величин, є складною, багатокритері- альною задачею, що не має однозначного рішення. Тому при розробці електричної схеми й конструкції джерела високої напруги (ДВН) виник ряд питань, вирішення яких зажадало ви- конання теоретичних і експериментальних досліджень. Далі коротко розглянуті деякі з них, що вплинули на вибір основних рішень. 1. Аналіз особливостей високовольтних пробоїв у газорозрядному проміжку електро- нної гармати з холодним катодом технологічних електоронно-променевих установок (ЕПУ). 2. Розробка структури високочастотного перетворювача енергії промислової мережі у високу напругу постійного струму, що забезпечує поділ функцій захисту від високовольтних пробоїв електронної гармати ЕПУ й власне джерела високої напруги з його підсистемами. 3. Розробка й дослідження пристрою забезпечення режиму АПВ (автоматичне повторне включення) ДВН при режимі очищення катода і у робочому технологічному режимі. 4. Розробка методів і дослідження засобів захисту ДВН від імпульсів розряду паразит- них ємностей високовольтного трансформатора при високовольтних пробоях у навантажен- ні. Досліджено метод обмеження швидкості наростання струму розряду прохідної ємності трансформаторно-випрямляючого модуля (ТВМ) через діоди його випрямляючих комірок у режимах пробою на виході ДВН за допомогою високовольтного дроселя малої енергоємнос- ті, з низькою прохідною ємністю й високою електроміцністю. Розраховано декілька варіантів такого дроселя, виготовлено експериментальний зразок. Випробування, проведені при роботі ДВН 30-9 як на еквіваленті високовольтного навантаження, так і разом з технологічною ЕПУ, підтвердили ефективність захисту діодів ТВМ. 5. Розробка методів і засобів захисту електронної гармати ЕПУ високовольтних пробоїв внаслідок перезаряду паразитних параметрів високовольтної лінії, що з’єднує вихід ДВН і гармату ЕПУ. 6. Розробка методики і програми розрахунку електромагнітних параметрів високочас- тотного високовольтного трифазного ТВМ. Розраховано варіанти, що відрізняються типом і конструкцією магнітного осердя, конфігурацією й числом обмоток високовольтного високо- частотного трифазного трансформатора, їхнім взаємним розташуванням. У ході розрахунків були виявлені загальні закономірності, врахування яких дало змо- гу знизити індуктивність розсіювання цього класу трансформаторів, поліпшити відведення тепла від випрямляючих комірок ТВМ. Розроблено, виготовлено і досліджено макет однофа- зного ТВМ із вихідною потужністю 0,9 кВт, а також макет трифазного високовольного ТВМ із вихідною потужністю 9 кВт. Експериментальні дані дали змогу доопрацювати методики розрахунку, конструкції окремих вузлів і підтвердити вірогідність одержуваних результатів. 7. Розробка та дослідження засобів захисту інвертора від перенапруг, що проникають з боку високовольтного перетворювача. Теоретично і експериментально встановлено, що при наявності індуктивності обмеження короткочасних імпульсів струму великої величини через паразитні прохідні ємності ТВМ блока високовольтного й вихідного ланцюга інвертора, пе- ренапруги на вихідних ланцюгах інвертора не перевищують гранично-припустимих значень напруг перемикаючих транзисторів інвертора навіть при відсутності ємнісного захисту висо- ковольтного трансформатора за допомогою електростатичних екранів. 8. Дослідження теплових режимів вузлів високовольтного перетворювача. Отримані експериментальні дані по нагріванню високовольтного трансформатора, діодів випрямляю- чих комірок та досліджені розподіли температур у конструкції макета трифазного ТВМ, що дало змогу виробити пропозиції по конструкціях первинних обмоток ТВМ, плат випрямляю- чих комірок і взаємному розміщенню тепловиділяючих вузлів у баку блока високовольтного трансформатора. Результати проведених досліджень реалізовані в конструкції ТВМ потужні- стю 9 кВт із конвективними потоками в ізолюючій рідині для відведення тепла від теплови- діляючих вузлів, розміщених усередині бака, при природному повітряному охолодженні сті- нок бака. На підставі отриманих експериментальних даних можна зробити висновок про те, що вони добре корелюються з результатами розрахунків; теплові навантаження перебувають у заданих межах і можуть бути навіть збільшені, особливо втрати в міді обмоток ТВМ. Моделювання та дослідження роботи макета ДВН30-9 у режимах високовольтних про- боїв у електронній гарматі ЕПУ виконувалося за допомогою допоміжного пристрою – еквіва- лента розрядного навантаження. Еквівалент розрядного навантаження, призначений для іміта- ції високовольтного пробою, являє собою послідовне з’єднання повітряного розрядника з кон- фігурацією електродів типу голка–площина і регульованою відстанню між ними в межах 5…35 мм і резистора навантаження Rload з установлюваним опором у діапазоні 2 Ом…9 кОм. (рис. 2 а). Для вимірювання струму пробою послідовно з еквівалентом розрядного наванта- ження, між його низькопотенціальним кінцем і "землею", включений резистор опором Rіт=1 Ом ± 1 %. Вихід блока високовольтного приєднаний високовольтним кабелем типу КВЕЛ-60 до високопотенціального електрода розрядника через високовольтний дросель із індуктивністю Ldr. Методика вимірювань полягала в наступному. Установлюючи відстань між електро- дами розрядника, при якому напруга пробою трохи менша вихідної напруги макета ДВН30- 9, за допомогою запам’ятовувального осцилографа GDS-806C вимірялася амплітуда імпуль- су напруги, створюваного на опорі Rіт струмом пробою. Пробою повітряного проміжку в розряднику передує поява коронного розряду, наростання струму якого в момент tp (рис. 2 б) призводить до виникнення лавинного пробою. Із цього моменту опір розрядного проміжку стає мінімальним і вся вихідна напруга ДВН прикладається до дроселя. Швидкість наростан- ня струму через дросель залежить від значень його індуктивності та прикладеної напруги. a б Рис. 2 Опускаючи проміжні результати досліджень, наведемо в табл. 1 дані кінцевих випро- бувань при значенні Uhv= 27,6 кВ, індуктивності дроселя Ldr = 20 мкГн і обмірюваних зна- ченнях опору резистора Rload, амплітуди напруги UIТ на вимірювальному опорі Riт і відповід- ної йому амплітуди струму розряду Ipm. Як було показано в дослідженнях, амплітуда струму при пробоях залежить від приведеної ємності на виході ви- прямляча ДВН, параметрів дроселя і прикладеної напруги. З експериментів виходить, що приведена ємність на виході ви- соковольтного джерела живлення не перевищує значення 0,79·10-12 Ф. З цього слідує, що обране значення індуктивності дро- селя дає змогу обмежити струм розряду в режимі короткого замикання (КЗ) виходу на рівні, меншому гранично припустимого значення струму випрямних діодів ДВН30-9. Крім того, дросель одночасно забезпечує обмеження на цьому ж рівні струму розряду прохідних ємнос- тей між обмотками ТВМ. Проведені випробування показали, що разом з електронною гарматою макет ДВН30-9 забезпечує електронний пучок на виробі при стабільній високій напрузі 25 кВ і регулюванні струму електронного пучка в межах 0,05...0,4 А. Таким чином, було експериментально підтверджено, що спільне застосування методів високочастотного перетворення енергії, обмеження вихідного струму інвертора та обмежен- ня вихідного струму високої напруги, реалізовані в макеті ДВН30-9 при незначній індуктив- ності дроселя, малій його енергоємності й малих габаритах, разом забезпечують ефективний захист інвертора, випрямляючих діодів ТВМ, високовольтної ізоляції високовольтного бло- ка, а також холодного катода електронної гармати від високовольтних пробоїв і, крім того, підвищують надійність роботи ДВН і ЕПУ, одночасно збільшуючи тривалість роботи холод- ного катода. З результатів випробувань джерела ДВН30-9 слідує, що застосування отриманих ре- зультатів у джерелах живлення електротехнологічної установки по переплаву титана з уста- новленою потужністю більше 3 МВт дасть змогу скоротити час плавлення 10…15 т зливка на 20…40 хв, а це пряма економія електроенергії на одному плавленні в розмірі 1…2 МВт. У проведених роботах досліджено вплив параметрів струмообмежуючих і рекупера- ційних ланцюгів на процес вимкнення джерела електроживлення при виникненні переванта- жень у навантаженні. Визначені оптимальні параметри струмообмежуючих і рекупераційних елементів силової частини джерела електроживлення, що дасть змогу скоротити до мінімуму безструмові паузи і не викликають насичення силового трансформатора. Розроблені алгори- тми управління джерелом електроживлення, що поліпшують його енергетичні характеристи- ки і запобігають умовам виникнення насичення силового трансформатора при частих пере- вантаженнях у вихідному ланцюгу. Встановлено, що час селекції для підвищення енергетич- ної ефективності процесу переплавлення металів не повинен бути меншим за 1 мс. У звітному періоді проводились роботи також у напрямку розвитку теорії регулю- вання, дослідження та оптимізації процесів у перетворювачах напруги змінного струму, орієнтованих на застосування в електротехнологічному та електромеханічному облад- нанні. Об’єктом дослідження були топологічно різноманітні трансформаторно-ключові ви- конавчі структури (ТКВС) високоефективних дискретних стабілізаторів напруги (ДС), що відрізняються високим рівнем електромагнітної сумісності зі споживачем та мережею жив- лення. Основну увагу при цьому було зосереджено на вирішенні таких наукових завдань. Визначення зон стабілізації напруги та гарантованого функціонування енергоспожи- вачів [1]. Продовжено дослідження особливостей формування характеристики вхід-вихід ТКВС у прямокутному полі стабілізації (ПС), обмеженому по осі абсцис можливими макси- мальним і мінімальним значеннями вхідної напруги, а по осі ординат допустимими відхи- леннями вихідної напруги. Виходячи з того, що згідно з діючим в Україні стандартом у роз- подільчій електромережі можливі максимальні відхилення напруги від номіналу обмежують- ся на рівні δ=±10,0 %, а всі споживачі повинні витримувати ці відхилення, введено поняття зони гарантованого функціонування (ЗГФ), яка є дещо ширшою, ніж зона стабілізації. Дета- Таблиця 1 Rload, Ом UIT, В Ipm, А 2300 2,7 2.7 1300 5 5 200 5,2 5,2 100 5,5 5,5 2 5,5 5,5 льно розглянуто початкову та прикінцеву ділянки характеристики вхід-вихід і встановлено, що глибина цієї зони GГ є функцією від розрахункової похибки стабілізації δст: GГ = 1,222(1– –δст)/(1+δст). Як видно, підвищення точності стабілізації призводить до розширення ЗГФ, хоча навіть при звичайній на практиці похибці ±5 % маємо GГ=1,106. Промодельовано, зокрема, дію ДС, розрахованого на похибку 4,33 % (J=8), при зміні вхідної напруги у межах 140…280 В, який підключався до мережі з дещо більши- ми відхиленнями напруги від номіналу 129…291 В. Для наочної оцінки очікуваного від врахування ЗГФ ефекту використано гі- стограми вхідної та вихідної напруг (рис. 3) для деякої кінцевої множини (наприклад, 50) випадкових вхідних збурень, яка задавалась за допомогою функції Rnd мови програму- вання Visual Basic. Як видно, спостерігається 11 "виходів" вхідної напруги за розрахункові значення, а напруга на навантаженні жодного разу не виходить за максимальні припустимі межі ±10 %. Для варіантів з підвищеною то- чністю стабілізації кількість перевищень сво- єї розрахункової похибки зменшується, до того ж величина цих перевищень також зме- ншується. Слід додати, що врахування наяв- ності ЗГФ дає змогу також "розвести" зна- чення вхідної напруги, при яких відбувають- ся спрацювання захисту від пере- та недонапруги. Все це дозволяє потенційним користува- чам ДС висувати менші вимоги щодо глибини їх діапазону стабілізації без відчутного нега- тивного впливу на роботу споживачів. Розрахунок секціонованого автотрансформатора у виконавчій структурі ДС з одним регулюючим блоком [2]. Проведено дослідження двох варіантів виконання силового секціо- нованого автотрансформатора в якості основного регулюючого блока (РАТ) виконавчих структур ДС, яке виявило певні резерви щодо зменшення його розрахункової встановленої потужності Рmax, котра зазвичай приймається рівною півсумі добутків максимальних напруг та струмів у всіх секціях. У першому варіанті N ключів об’єднані у єдиний комутатор, розташований на вході АТ. Це найбільш просте рішення, позитивною властивістю якого є малі втрати у ключах, оскільки у кожному режимі працює тільки один КЕ, а негативною – велика їх кількість, яка дорівнює необхідній для отримання заданої точності стабілізації кількості станів (N = J). (За- уважимо, що встановлення КЕ на виході РАТ при такому функціональному перетворенні пов’язане зі значним збільшенням його розрахункової потужності і має використовуватись лише в разі побудови регулятора напруги, який при незмінній вхідній напрузі дає змогу дис- кретно змінювати вихідну напругу в певних межах). У другому варіанті виконано декомпозицію ключів – частина їх (N1) розташована на первинному, а друга (N2) – на вторинному боці РАТ, завдяки чому N=N1+N2, а J=N1⋅N2>N. Тут позитивною властивістю є менша кількість потрібних КЕ (або при тій же кількості клю- чів більша точність стабілізації), а негативною – подвоєння втрат у них. Встановлено, що в обох варіантах струм кожної секції РАТ у процесі стабілізації змі- нюється, причому струмове завантаження секцій ні в одному з режимів не буде одночасно максимальним. Якщо взяти напівсуму добутків максимальних напруг на всіх секціях на їх максимальні струми у j-му стані, то отримаємо значення потужності РАТ, на яку його треба було б розраховувати, якби він працював тільки в цьому j-му стані – Рjmax. -20 -10 0 10 20 -80 -40 0 40 -60 -20 20 60 +27,2% -36,4% +10% -10% +4.33% -4.33% Рис. 3Рис. 3 Прослідкувати, як при N=9 буде впливати на нормовані за номінальною потужністю навантаження ∗ maxP та ∗ maxjP зміна припус- тимої похибки стабілізації δ, можна на основі даних табл. 2. (Введений коефіцієнт ξ= ∗ maxjP / ∗ maxP визначає можливий резерв підвищення ступеня використання САТ. Чим він нижчий, тим менші можливі втрати у РАТ відносно втрат, які були б при одночас- ному максимальному завантаженні по струму всіх секцій, тим більші резерви щодо змен- шення масогабаритних показників РАТ). Зрозуміло, що при цьому зменшення δ су- проводжується відповідним зменшенням глибини діапазону припустимої зміни вхідної напруги G=U1max/U1min=γ9=((1+δ)/(1–δ))9 та внаслідок цього зменшенням встановленої потужності РАТ. До цього ж призводить (проте меншою мірою) зсув вказаного діапа- зону в бік зниження при одному й тому ж значенні δ. Коефіцієнт ξ суттєво залежить тільки від вказаного зсуву і майже не зале- жить від значення δ. Особливості комплексування регулю- вальних блоків багатоелементних виконавчих структур дискретних стабілізаторів [3]. ТКВС дискретних систем стабілізації напруги змінного струму, в яких КЕ винесено з кіл си- лового струму, мають певні позитивні властивості. По-перше, в них можна використовувати напівпровідникові прилади, які розраховані на значно менші струми, ніж максимальний струм навантаження, наслідком чого є значно менші площі охолоджуючих радіаторів, тобто значно кращі масогабаритні та вартісні показники КЕ. По-друге, вони надійніші – навіть при виході з ладу КЕ споживач продовжує отримувати живлення, щоправда, при пониженій на- прузі. У найпростіших ТКВС цього класу використовується кілька регулювальних блоків (РБ), кожен з яких складається з мостового комутатора на чотирьох напівпровідникових ключах змінного струму та силового понижуючого вольтододавчого трансформатора (ВДТ), первинна обмотка якого введена у діагональ цього мосту, а вторинна – у коло силового струму. Кожний РБ залежно від співвідношення працюючих КЕ може знаходитись в одному з трьох стійких станів – вольтододавання, прямої передачі та вольтовіднімання, тобто при двох РБ (більш "грубому" РБ1 з коефіцієнтом трансформації К1 та більш "прецизійному" РБ2 з коефіцієнтом трансформації К2<К1) забезпечується загальна кількість можливих ста- нів J=3×3=9. Крім РБ до ТКВС зазвичай входить також силовий автотрансформатор (АТ), функція якого полягає в узгодженні середини діапазону можливих змін вхідної напруги з номінальною вихідною напругою. Доцільним з точки зору мінімізації встановленої потужно- сті АТ є його розміщення після обох РБ перед навантаженням. Доведено, що коефіцієнт передачі по напрузі такої ТКВС у кожному режимі залиша- ється незмінним за будь-якого взаємного розташування РБ (КП=К1⋅К2⋅КАТ=К2⋅К1⋅КАТ). Проте від цього суттєво залежить співвідношення встановлених потужностей обох ВДТ. Так, у ви- падку ДС з похибкою ± 4,06 % у разі розташування РБ1 першим (ближчим до мережі) його потужність повинна вчетверо перевищувати потужність РБ2, а в разі його розташування дру- гим це перевищення зменшується до 1,87 (зауважимо, що сумарна встановлена потужність обох РБ залишається практично незмінною). Таке ж співвідношення буде й у більш точного Таблиця 2 САТ1 САТ2 δ, % max1 min1 U U ∗ maxjP ∗ maxP ξ, % ∗ maxjP ∗ maxP ξ, % 288 168 0,226 0,350 64,7 0,255 0,323 79,1 271 158 0,275 0,368 74,8 0,310 0,345 89,93 255 149 0,321 0,382 83,9 0,362 0,362 100 315 153 0,296 0,463 64,0 0,348 0,442 78,7 291 141 0,357 0,481 74,0 0,419 0,467 89,64 268 131 0,412 0,496 83,0 0,484 0,484 100 345 140 0,364 0,574 63,4 0,444 0,567 78,4 312 127 0,434 0,596 72,9 0,530 0,594 89,25 282 115 0,498 0,603 82,6 0,608 0,608 100 ДС (δст=3,56 %). Це засвідчується гістограмами на рис. 4, де ∗ 1ВДТP та ∗ 2ВДТP відповідають ділянки з більш та менш щільним штрихуванням, а ∗ АТP – незаштрихована ділянка (μ=U1min/U1max). У принципі, в такій ТКВС можна обійтись і без АТ (КАТ=1), проте при цьому, згідно з [3], погіршується стабільність (похибка зростає до ± 5,65 та ± 4,76 % при μ=0,6 та μ=0,65 від- повідно) і загальна встановлена потужність всіх електромагнітних елементів також зростає (у середньому на 15 %). Все це доводить необхідність використання у цьому класі ТКВС узго- джуючого автотрансформатора та можливість при виборі оптимального варіанту виходити лише з міркувань наявності тих чи інших типономіналів магнітопроводів ВДТ. Порівняння одно- та двотрансформаторних виконавчих органів дискретних стабілі- заторів змінної напруги [4, 5, 6, 7]. При використанні однотрансформаторних ТКВС в якості виконавчого органу дискретного стабілізатора можливі різноманітні конфігурації з’єднань основних складових. Досить часто на практиці силові ключі розміщено у колі силового струму послідовно з трансформатором – на вході або виході. Проведено порівняльний аналіз вказаних структур з двотрансформаторними з розділенням потужностей на регульовану та нере- гульовану, що мають у своєму складі ВДТ та секціонований АТ. Проведено дослідження встановлених потужностей ЕМЕ для конкретного прикладу (J=8, G=2). Встановлено, що цей показник найгірший для однотрансформаторних струк- тур з ключами на виході (приблизно на 35 %). Співвідношення потужностей ЕМЕ між інши- ми структурами суттєво не відрізняються і за- лежать від робочого діапазону: якщо він змі- щений у бік нижчих значень вхідних напруг, потужність двотрансформаторної структури більша. Зміщення його у протилежний бік призводить до того, що потужності ЕМЕ обох структур стають рівними, а при подальшому підйомі у двотрансформаторної ТКВС потуж- ність стає меншою. Так, якщо вхідна напруга змінюється в межах 130…260 В, ця величина для них у порівнянні з однотрансформаторни- ми вища на 11 %, а якщо 145…290 В, то ниж- ча на 2 %. Невід’ємною складовою ТКВС є ключі, в якості яких доцільно використовувати тири- стори або триаки. Дослідження струмів у ключах одно- та двотрансформаторних струк- тур, які визначають теплові втрати, показує, що у перших їх величина більша, ніж в остан- ніх. Так, при глибині вхідного діапазону G=1,4…2 співвідношення максимальних струмів змінюється від 6,5 до 3,4 разу, а теплових втрат у КЕ – від 5,9 до 2,8 разу. Проведено порівняльний аналіз ТКВС за такими важливими для користувача показ- никами, як маса та вартість. При цьому враховувались елементи, необхідні для практичної реалізації, внесок яких у загальну величину конкретного показника найбільш суттєвий, а са- ме: ЕМЕ, силові ключі та радіатори для відведення тепла від ключів. Оскільки конкретні ве- личини параметрів мають дискретний характер, то при аналізі для спрощення і неперервнос- ті величин їх залежності було апроксимовано лінійними функціями. Для аналізу було взято ДС на потужності навантаження Рн= 5; 7,5 й 10 кВА для параметрів ПС, що зазвичай існують в реальній живлячій мережі. Рис. 4 Результати дослідження сумарної маси основних елементів засвідчили, що при шир- шому вхідному діапазоні (G=2) для двотрансформаторної ТКВС у порівнянні з однотранс- форматорною з ключами по виходу, вона суттєво краща (до 30 %). У порівнянні зі структу- рою з ключами по входу у двотрансформаторної вага дещо (на 9…16 %) більша. Подібним чином зроблено порівняльний аналіз вартості основних елементів виконавчого ор- гану, результати чисельних розрахунків якої представ- лено у вигляді гістограм (випадок для Рн=5 кВА представлено на рис. 5), де наведено ціну конкретних елементів. Більш темному кольору відповідає ціна АТ, подвійній штриховці – ВДТ, одинарній – радіатора, а світлому кольору – ключів. Зроблено висновок, що ВО з двотрансформаторною ТКВС дешевше однотрансформаторних. Дослідження свід- чать, що найменший виграш – при найширшому вхідному діапазоні (G=2) дорівнює 25 % при Рн = 5 кВА й 30 % при Рн=10 кВт. Для більш вузького діапазону (G=1,4) він збільшується й відповідно складає 35 та 45 %. Найбільшу складову в цю різницю вносить ціна ключів, яка з підвищенням потужності зростає, хоча ціна ЕМЕ при цьому відрізняється мало. Таким чином, двотрансформаторні структури за сукупністю основних параметрів пе- реважають однотрансформаторні, тому їх доцільно застосовувати як виконавчі органи дис- кретних стабілізаторів напруги змінного струму. Формування та корекція вольт-амперних характеристик. Для джерел струму елект- ротехнологічних установок одним із основних оціночних показників є і залишається їх вольт-амперна характеристика (ВАХ). Особливо це стосується джерел живлення установок дугового зварювання. У авторів є досить наочні і деталізовані приклади візуального іміта- ційного моделювання та дослідження поведінки сімейства ВАХ джерела струму на базі три- фазного випрямляча [7]. У першу чергу такий дуговий випрямляч повинен забезпечувати режим незмінності струму при варіаціях напруги на дуговому проміжку. Ця задача досяга- ється композицією двох зворотних зв’язків (ЗЗ) – по струму у дуговому проміжку та напрузі на ньому. При варіаціях значень коефіцієнтів підсилення відповідних кіл ЗЗ втримується ба- жаний режим стабілізації струму (так звана “штикова” ВАХ) при максимально високих зна- ченнях вихідної напруги на підходах до цього режиму. Це сприяє стабільності збудження та горіння дуги. Тобто в системі наявні три варіативні параметри – задаюча (опорна) величина та два рівні зворотного зв’язку (ЗЗ), по струму та напрузі. Відповідна установка першого па- раметру є оперативною, тобто визначається користувачем, і повинна задавати струм дуги. Рівень зворотного зв’язку по струму дуги (ЗЗС) також однозначний, його значення повинно бути рівно таким, щоб забезпечити максимальну величину струму при відповідно найбіль- шому значенні опорного параметра (ОП). Залишається лише один параметр, яким проте до- сить ефективно можливо впливати на крутизну падаючої ділянки ВАХ, – це рівень зворотно- го зв’язку по напрузі (ЗЗН) на дуговому проміжку. Так, у даному прикладі приблизно на 80 % діапазону ОП забезпечується режим стабілізації струму дуги (Id), за виключенням (20 %) – країв його діапазону, де наяву буде погіршення режиму стабілізації струму. Виправити такий стан можливо зміною значення рівня ЗЗН (Ku) у бік його збільшення на 50…70 % у порів- нянні з рівнем, відповідним середині діапазону регулювання струму (табл. 3), що особливо необхідно в зоні великих струмів. Таблиця 3 Id (А) 5 50 100 150 200 250 300 350 400 450 500 Ku 1,17 1,02 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,02 1,14 1,60 0 0.2 0.4 0.6 0.8 1 (т.грн) ВДТ G=1.4 64.3% G=1.6 69.0% G=1.8 72.6% G=2.0 75.6%Ключі Радіатор АТ Рис. 5 Рис. 5 У необхідність зміни Ku найбільший вклад вносить нелінійність регулювальних хара- ктеристик, пов’язана з формою напруги живлення. Проте є й інші причини – статичність сис- теми регулювання, змінність параметрів передаточної функції випрямляча по управлінню. Проте інколи за технологічних умов доводиться формувати і більш складні форми ВАХ. Наприклад, при крапельно-дуговому перенесенні матеріалу електрода в зону шва часто виникає так зване “залипання” електрода, чим створюються некомфортні умови роботи зва- рювальника і т.п. Це можливо усунути відповідним збільшенням величини струму в момент замикання дугового проміжку. При цьому за рахунок інтенсифікації виділення тепла буде відбуватися прискорене руйнування перемички між краплею та власне електродом і віднов- лення горіння дуги. Формально ВАХ такої системи на своїй вертикальній ділянці повинна мати ступінь у зоні малих напруг, а ширина ступеня повинна бути рівна приросту струму, необхідного для відновлення дугового проміжку. Аналіз варіантів реалізації показав, що більш прийнятною є відповідна зміна рівня ЗЗС, а не значення ОП. Реально це проста зміна коефіцієнта підсилення, яка відбувається стрибком при зниженні напруги в зоні зварювання нижче деякого значення, що відповідає замкненому стану дугового проміжку. Таким чином, у системі окрім основного регулювання – струму дуги – вводиться ще один параметр – регу- лювання струму КЗ. Інколи перевага надається плавному, а не ступінчатому наростанню струму при КЗ. При цьому технологічні процеси можуть носити більш м’який характер за рахунок меншого розбризкування металу із зони шва, оскільки різке ступінчате наростання струму сприяє вибухоподібному його виносу за його межі, збільшує динамічне навантажен- ня на обмотки силового трансформатора і т.п. [8]. Реалізація такого принципу функціонально дещо складніша, адже потребує плавного зменшення рівня ЗЗС при умові відповідного зме- ншення напруги на дуговому проміжку від заданого рівня, проте схемотехнічно це не викли- кає ніяких труднощів. На основі даних досліджень були спроектовані системи управління для універсальних зварювальних випрямлячів ВДУ-505, що використовуються також і в установках напівавто- матичного зварювання [9]. (За актом впровадження від 20.12.2008 науково-виробничим під- приємством "Плазма", м. Ростов-на-Дону, Росія, у 2008 р. виготовлено більше 120 екземпля- рів ВДУ-506). У 2009 р. згідно з планом робіт за темою "Ренап" дослідження у вказаному науковому напрямку буде продовжено. У подальшому планується виконати цикл досліджень, орієнтованих на створення ос- новних положень узагальненої теорії регулювання напруги змінного (випрямленого) струму, зокрема, методологічних основ моделювання та розрахунку виконавчих структур систем ре- гулювання (стабілізації), розширення їх функціональних можливостей. 1. Липківський К.О., Можаровський А.Г. Дискретні стабілізатори напруги змінного струму – зони стабі- лізації та зони гарантованого функціонування споживачів // Техн. електродинаміка. Темат. вип. "Проблеми су- часної електротехніки". – 2008. – Ч.2. – С. 87–88. 2. Липківський К.О. Особливості розрахунку одиночних секціонованих автотрансформаторів з різними режимами роботи // Техн. електродинаміка. – 2008. – №4. – С. 39–42. 3. Липківський К.О. Особливості комплексування регулювальних блоків дискретних стабілізаторів на- пруги змінного струму // Техн. електродинаміка. – 2008. – №6. – С. 29–36. 4. Липковский К.А., Халиков В.А., Можаровский А.Г. Двухтрансформаторная ТКИС – эффективный ис- полнительный орган дискретных стабилизаторов переменного напряжения // Техн. електродинаміка. Темат. вип. "Проблеми сучасної електротехніки". – Ч.4. – 2008. – С. 59-63. 5. Липківський К.О. Особливості розрахунку секціонованого автотрансформатора у складі ТКВС дискре- тного стабілізатора напруги // Пр. Ін-ту електродинаміки НАН України: Зб. наук. пр. – К.: ІЕД НАНУ, 2008. – Вип. 20. – С. 70. 6. Можаровський А.Г. Дискретні стабілізатори напруги змінного струму з двотрансформаторними вико- навчими структурами: Автореф. дис. … канд. техн. наук: Спец. 05.09.12 – "Напівпровідникові перетворювачі електроенергії". – Київ, 2009. – 20 с. 7. Халіков В.А., Липківський К.О., Шатан О.Ф. Шляхи та засоби вдосконалення установок електродуго- вого зварювання // Техн. електродинаміка. – 2009. – №1. – С. 77–80. 8. Халіков В.А. Перехідні процеси при комутації трансформаторів і можливості їх уникнення // Пр. Ін-ту електродинаміки НАН України: Зб. наук. пр. – К.: ІЕД НАНУ, 2008. – Вип. 20. – С. 46–47. 9. Халіков В.А., Можаровський А.Г., Шатан О.Ф., Паханьян В.М. Контролери установок електродугово- го зварювання в середовищі захисних газів // Техн. електродинаміка. – 2008. – №5. – С. 17–22.

Підвищення надійності та ефективності електричних машин у динамічних режимах генеруючих енергоблоків

Institution

Ähnliche Einträge