CC BY
145
УДК 621.314.58
И.И. Аршакян, И.И. Артюхов, С.Ф.Степанов КОМПЕНСАЦИЯ РЕАКТИВНОЙ МОЩНОСТИ В СИСТЕМАХ ЭЛЕКТРОСНАБЖЕНИЯ АППАРАТОВ ВОЗДУШНОГО ОХЛАЖДЕНИЯ ГАЗА
Рассмотрены особенности переходных процессов в системах электроснабжения аппаратов воздушного охлаждения газа с приводом от многополюсных асинхронных двигателей. Показана возможность снижения токовых нагрузок на источник питания при пуске электродвигателя вентилятора за счет динамической компенсации реактивной мощности.
I.I. Arshakyan, I.I. Artyukhov, S.F. Stepanov COMPENSATION OF REACTIVE POWER IN THE SYSTEMS OF POWER SUPPLY DEVICES OF AIR COOLING OF GAS
The peculiarities of the transitional processes in the systems of power supply of the devices of air cooling of natural gas with a drive from multipolar non-synchronous engines are shown in this paper.
Неотъемлемой частью технологического процесса, реализуемого при трубопроводном транспорте газа, является охлаждение компримированного газа. Для этого на компрессорных станциях применяют установки охлаждения газа, состоящие из определенного числа аппаратов воздушного охлаждения (АВО) с электроприводными вентиляторами. Широкое распространение получили, в частности, АВО нагнетательного типа с приводом от тихоходных асинхронных двигателей [1].
Для систем электроснабжения АВО такого типа существует ряд проблем, требующих комплексного решения. Одна из них обусловлена тем, что из-за своих конструктивных особенностей тихоходные электродвигатели имеют низкий коэффициент мощности
р р
cos ф = 7= I 2 2 , (1)
S Vp + Q
где S - полная мощность, потребляемая электродвигателем из сети; P, Q - активная и реактивная составляющие полной мощности.
В частности, для электродвигателей с 7 парами полюсов характерным является значение cos ф=0,73^0,75. С увеличением числа пар полюсов увеличивается ток намагничивания. Поэтому электродвигатели, у которых синхронная частота составляет 250 об/мин (число пар полюсов^=12), имеют еще меньший cos ф=0,65^0,68.
В процессе передачи электродвигателям АВО активной и реактивной мощности по кабельным линиям и трансформаторам происходят потери активной мощности. Если через k-й элемент трехфазной системы электроснабжения с сопротивлением Rk протекает ток I, то потери активной мощности составляют
А р = 3 • Rk • 12 . (2)
Ток, потребляемый электродвигателем АВО, определяется по формуле
P
I =-р------------ , (3)
V3 • Uл • cos ф
где ил - линейное напряжение сети.
Подставляя (3) в (2), после преобразований получим
P2
АР = Rk ------------— . (4)
Uп • cos2 ф
Из выражения (4) следует, что потери активной мощности обратно пропорциональны квадрату коэффициента мощности. При указанных выше значениях cos ф ток электродвигателя АВО на 33^54 % больше величины, которая необходима для совершения полезной работы. Это делает обязательным применение компенсирующих устройств в системах электроснабжения АВО газа, так как в противном случае потери мощности будут в 1,7^2,4 раза больше. Кроме того, работа электродвигателей АВО без компенсирующих устройств снижает нагрузочную способность трансформаторов и других элементов системы электроснабжения.
Применяют два подхода к решению задачи компенсации реактивной мощности в системах электроснабжения АВО. Первый из них состоит в том, что параллельно статорным обмоткам каждого двигателя наглухо присоединяют конденсаторную батарею, параметры которой рассчитывают исходя из условия компенсации реактивной мощности двигателя при работе в номинальном режиме. Второй подход к решению задачи компенсации реактивной мощности предусматривает изменение набора конденсаторов на общей шине питания электродвигателей АВО в зависимости от суммарной нагрузки секции.
Существующие схемы электроснабжения АВО газа представлены на рис. 1. Необходимо отметить, что в этих схемах требуемый баланс реактивной мощности может быть достигнут только в установившихся режимах. В процессе пуска двигателя всегда существует дефицит реактивной мощности емкостного характера, который обусловлен разностью между током конденсаторной батареи и индуктивной составляющей тока двигателя.
В схеме с индивидуальной компенсацией (рис. 1,а) одновременно с подключением двигателя к сети начинается генерация реактивной мощности конденсаторной батареей. Однако величина этой мощности оказывается явно недостаточной для того, чтобы в процессе пуска двигатель с вентилятором на валу потреблял только активный ток.
Рис.1. Схемы электроснабжения АВО газа с индивидуальной (а) и централизованной (б) компенсацией реактивной мощности
В схеме электроснабжения с централизованной компенсацией (рис. 1,б) управление конденсаторами осуществляется автоматически по одному из параметров, характеризующих режим работы системы электроснабжения, например, по углу сдвига фаз между питающим напряжением и суммарным током секции.
Однако в такой системе всегда существует запаздывание в срабатывании коммутаторов, переключающих секции конденсаторной батареи. Оно может быть как обусловлено задержкой в обработке информации при формировании управляющего воздействия, так и специально назначено для того, чтобы исключить ложное срабатывание коммутаторов при кратковременных всплесках контролируемых параметров.
Другая проблема систем электроснабжения АВО состоит в том, что при прямом пуске электродвигателя потребляется ток, который в 4,5^5 раз превышает номинальное значение. Это приводит к перегрузкам источника питания, провалам напряжения, потерям электрической энергии в линиях электропередачи, трансформаторах и коммутационных элементах. Характерной особенностью электропривода АВО газа с нагнетательной тягой является большая инерция вращающихся масс. Пуск электродвигателей в этих установках является затяжным, на изменение кинетической энергии мехатронной системы затрачивается большое количество электроэнергии. Одновременное включение нескольких вентиляторов, например, после перерыва электроснабжения оказывается невозможным, так как происходит перегрузка источника электроснабжения и срабатывание защиты.
Один из вариантов решения задачи снижения нагрузок на источник электроснабжения в переходных процессах состоит в применении устройств, которые позволяют плавно изменять напряжение на статорных обмотках двигателя в процессе пуска [2]. Результаты проведенных исследований показали, что такое решение является эффективным в тех случаях, когда вентиляторы АВО газа приводятся в движение асинхронными двигателями с небольшим количеством полюсов. Если привод вентиляторов осуществляется от многополюсных двигателей, то применение устройств плавного пуска (У 1111) позволяет, в основном, решить задачу снижения ударных моментов в переходном режиме. Уменьшение тока в 1,5-2 раза достигается увеличением длительности пуска, поэтому ожидаемого эффекта снижения потерь электроэнергии не наблюдается.
Необходимо также отметить, что применение УПП на установках охлаждения газа предусматривает существенное изменение топологии схемы электроснабжения. У11 явля-
ются последовательными силовыми элементами, поэтому модернизация системы электроснабжения предполагает изменение алгоритма функционирования электропривода и требует существенных затрат на перемонтаж оборудования.
Исследованию переходных процессов в системах электроснабжения с двигательной нагрузкой посвящено большое количество работ. В [3,4] и других работах показано, что асинхронный двигатель может быть представлен активно-индуктивной схемой замещения, параметры которой зависят от скольжения. Отмечается, что при скольжении 5=1, соответствующем начальному моменту пуска двигателя коэффициент мощности, как правило, меньше, чем при работе двигателя в номинальном режиме. Это приводит к тому, что величина тока двигателя в пусковом режиме определяется, в значительной степени, реактивной составляющей.
На рис. 2 показаны расчетные схемы для систем электроснабжения АВО с индивидуальной и централизованной компенсацией реактивной мощности.
Рис.2. Расчетные схемы для систем электроснабжения АВО газа с индивидуальной (а) и централизованной (б) компенсацией реактивной мощности
На этих схемах:
Ук - эквивалентная проводимость цепи, включающей в себя фазу двигателя, соединительные кабели и коммутационные аппараты;
У0 - эквивалентная проводимость трансформатора и высоковольтного кабеля;
Е - ЭДС источника питания.
С помощью указанных схем может быть промоделирована ситуация, когда в установившемся режиме работают т двигателей и происходит включение (т+1)-го двигателя.
Эквивалентная проводимость цепи с запускаемым двигателем обозначена Ут+1. Ее составляющие я (г),Ъ(г) определяются по формуле Эйлера
Я (г) = Ут+1(г) со8 ф (г) ; Ъ(г) = Ут+1(г ф (г) . (5)
В начальный момент пуска двигателя
Я (0) = Я п
' пуск.
Ь(0) = ь
пуск.
(6)
Для обеих схем рис. 2 может быть записано следующее выражение для расчета тока источника питания непосредственно перед включением (т+1)-го двигателя
101 = (Е - и) • У 0 . (7)
Напряжение и на шине питания определим на основании метода узловых потенциалов.
а
Для схемы с индивидуальной компенсацией (рис. 2,а)
Е • У 0
и =-------------------------- , (8)
У0 + XУ, + 1 аС,)
к = 1
где Ск - емкость компенсирующего конденсатора на фазу при соединении «звездой».
В схеме с централизованной компенсацией (рис. 2,б)
Е • У 0
и =----------------- , (9)
— т
У 0 + 1 аС + X
к = 1— к
где С - емкость батареи компенсирующих конденсаторов перед включением (т+1)-го двигателя. При выполнении условия
т
С = X Ск
к=1
значения напряжения, определенные формулами (8) и (9), получаются идентичными.
Если У0 >> Ук, то на основании (7),(8) и (9) можно записать
т
10, = и • X (у, + 1®С к) = т и • (У + 1аС) .
Здесь принято, что все конденсаторы имеют одинаковую емкость Ск = С, а цепи с двигателями, работающими в номинальном режиме, - одинаковую проводимость У ном .
После подключения (т+1)-го двигателя ток источника питания в схеме рис. 2,а будет определяться выражением
т + 1 / \
I = и • X (У + 1 аСк) =и •( тУ + (т + 1) 1 аС + У ) .
-02 _ ^ K^—kJ к ' _ ^ _н 4 ' — т + 1'
к = 1
С учетом формул (5) и (6) в начальный момент пускового интервала
I 02 = и •( тУ н + (т + 1) 1 а С + Я пуск. - 1Ъ пуск. ) .
Таким образом, изменение тока источника питания составит
I -1 = и • (У + 1 а С) = и •(я - 1 (Ъ -а С)) .
— 02 — 01 — т + 1 — ' пуск. ^ \^ пуск. П
Модуль приращения тока определим по формуле
А1 = Щя 2пуск.+ (Ъ тск,-а С у . (10)
В схеме с централизованной компенсацией реактивной мощности (рис. 2,а) ток источника питания в начальный момент запуска (т+1)-го можно найти по формуле
I = и •( тУ + У + 1 а С) = и •( тУ + я т,к - ]Ъ пуск + 1 а С) .
— 02 — ’ — ном. — т + 1 ' — V ном пуск- пуск- '
----ном.
Приращение тока источника питания в комплексной форме составит I -1 = и • У = и • (Я - 1Ъ ) .
-02 -01 ____ — т + 1 _ "уск- •’ пуск- ’
Модуль приращения тока
А! = пуск. + Ъ 1пуск. . (11)
Сравнение величин, рассчитанных по формулам (10) и (11), показывает, что начальный бросок тока при пуске двигателя в системе электроснабжения с индивидуальной компенсацией меньше, чем в системе с централизованной компенсацией. Однако величина реактивной проводимости b„ycK. в формуле (10) значительно меньше, чем емкостная проводимость юС . Поэтому эффект снижения пускового тока оказывается незначительным.
В процессе пуска электродвигателя АВО составляющие g(t), b(t) проводимости Ym+1 изменяются от начальных значений gnycK, bnycK. до установившихся значений gycm., bycm..
Ток, потребляемый электродвигателем АВО, определяется из выражения
I (t) = U (t)-V g 2(t) + b 2(t) , (12)
где U(t) - действующее значение фазного напряжения сети в момент времени t.
Активная g(t) и реактивная b(t) проводимости могут быть определены по формуле
g (t) = г -1 (t) - cos ф (t) ; b (t) = г_1(t) - sin ф (t) , (13)
где z(t) и ф(^ - модуль и аргумент полного сопротивления цепи, состоящей из фазы электродвигателя по схеме замещения, соединительного кабеля и коммутационной аппаратуры.
Данные о закономерностях изменения параметров z(t), ф(0 в процессе пуска многополюсных асинхронных двигателей с вентиляторной нагрузкой в литературе отсутствуют. Для их получения было проведено экспериментальное исследование переходных процессов в системах электроснабжения АВО различных типов с помощью цифрового запоминающего осциллографа Fluke 196C.
Для нахождения графиков изменения модуля z(t) и аргумента ф(0 полного сопротивления фазы электродвигателя по схеме замещения исследуемый процесс был разделен на интервалы Atk, состоящие из m периодов сетевого напряжения. Для каждого j-го периода из массива данных, которые экспортировались с программного обеспечения FlukeView® в приложение Excel, определялись амплитуды напряжения Um[k, j] и тока Im[k, j], а также интервал времени At[k, j] между моментами перехода через нулевое значение кривых напряжения и тока. На основании этих данных для k-го интервала переходного процесса рассчитывались усредненные значения модуля и аргумента полного сопротивления по формулам
г т 1 m U Ik j] г п 1 m A t [k, j]
z [k ] = -1 ; ф^ ] = - - 360° , (14)
mj=1 Im [k,J] mj = 1 T
где Т - период сетевого напряжения.
На объектах магистрального транспорта газа широкое распространение получили АВО типа 2АВГ-75. В этих аппаратах привод вентиляторов с диаметром рабочего колеса 5000 мм осуществляется электродвигателями ВАСО-16-14-24, номинальная мощность которых составляет 37 кВт, cos ф=0,67. Пусковой ток двигателя превышает номинальное значение в 4,5 раз.
Исследование двигателей ВАСО-16-14-24 дало следующие результаты. Длительность переходного процесса при пуске составляет примерно 18 с. Амплитуда тока электродвигателя в пусковом режиме достигает 600 А, после разгона вентилятора она снижается до 132 А. Если двигатель запускается с параллельно подключенной батареей компенсирующих конденсаторов мощностью 38 квар, то сетевой ток уменьшается в переходном режиме на 10-15%.
При проведении экспериментов исследуемый электродвигатель был соединен с клеммами магнитного пускателя кабелем АВВГ 3x70+1x25, у которого при температуре +20°С удельные сопротивления жил имеют следующие значения: активное R0=0,443 Ом/км и индуктивное Х0=0,0612 Ом/км. При длине кабеля 50 м активное сопротивление жилы составляет 0,022 Ом, индуктивное сопротивление пренебрежимо мало. Вентилятор АВО был осна-
щен лопастями типовой конструкции. Электроснабжение
осуществлялось от трансформатора ТМЗ-1000/10.
Графики функций z [k] и ф [k], рассчитанные по формулам (14) в ходе обработки данных о переходном процессе при пуске электродвигателя ВАСО-16-1424 с вентилятором на валу, приведены на рис. 3. При расчете указанных функций интервал усреднения принимался в размере m=25 периодов сетевого напряжения.
Модуль полного сопротивления в начальный момент пуска равен 0,54 Ом и на протяжении 10 секунд практически не изменяется. В последующем происходит увеличение сопротивления до установившегося значения 2,46 Ом.
Фазовый угол в первые 10 секунд пуска составляет 72 эл.град. (cos ф=0,31). Затем по мере увеличения частоты вращения ротора фазовый сдвиг между напряжением сети и током двигателя сначала уменьшается, достигая минимального значения 36 эл.град., после чего увеличивается до установившегося значения 48 эл.град. (cos ф=0,67).
Так как в первые 10 секунд пускового режима ф(0=72°, то реактивная проводимость b(t)=b„ycK, больше активной проводимости g(t)=bnycK. фактически в 3 раза. В соответствии с выражениями (13) это означает, что существующая кратность пускового тока рассматриваемого электродвигателя на 68% обусловлена реактивной составляющей.
На основании полученных данных рассчитаны зависимости изменения активной P(t) и реактивной Q(t) составляющих полной мощности S(t) двигателя в пусковом режиме. Соответствующие графики показаны на рис. 4.
При расчете использованы следующие формулы:
S (t) = 3 - U 2 (t) - z _1(t) ; P (t) = S (t)cos ф (t) ; Q (t) = S (t)sin ф (t) ,
где U(t) - действующее значение фазного напряжения, зафиксированное в момент времени t=kAt.
Рис.3. Изменение параметров схемы замещения при пуске электродвигателя ВАСО-16-14-24 с вентилятором на валу
Из графиков на рис. 4 отчетливо видно, что в первые 10 секунд пуска электродвигателя из сети потребляется активная мощность 82,3 кВт. Примерно на 15-й секунде потребление активной мощности достигает максимального значения 135,4 кВт, после чего снижается до установившегося значения 41,3 кВт. Реактивная мощность в начальный интервал пуска равна 253,3 квар. После 10-й секунды ее потребление плавно уменьшается до 42 квар. Таким образом, в исследуемой системе в процессе разгона электродвигателя имеет место дефицит реактивной мощности емкостного характера, генерация которой является существенным фактором снижения тока источника питания при пуске двигателя.
S, кВА
Q. квар 250 Р. кВт
200
150
5 10 15 20 25
Время, с
Рис. 4. Графики изменения активной P(t), реактивной Q(t) и полной S(t) мощностей в процессе пуска электродвигателя ВАСО-16-14-24 с вентилятором на валу
На рис. 5 показана схема электроснабжения, в которой обеспечивается динамическая компенсация реактивной мощности в процессе пуска электродвигателя АВО газа. Блок управления (БУ) формирует сигнал, который пропорционален реактивной составляющей тока шины. Под действием этого сигнала происходит изменение эквивалентной проводимости bKy(t) устройства динамической компенсации (УДК).
Рис. 5. Схема электроснабжения АВО газа с УДК
Из выражения (12) следует, что если в процессе пуска двигателя в любой момент времени обеспечить выполнение условия
b КУ (t) = г - (t) • sin ф (t) ,
то сетевой ток будет иметь минимальную величину.
Техническая реализация УДК определяется способом изменения эквивалентной проводимости йКу(0. Один из них состоит в том, что параллельно конденсаторной батарее подключается тиристорно-реакторный регулятор [5], например, в виде встречно-параллельно соединенных тиристоров. Другое решение предусматривает подключение на шины двигателей источника реактивной мощности инверторного типа [6]. Возможны другие варианты построения схемы УДК.
Выбором параметров УДК можно достигнуть режима полной компенсации реактивной мощности при пуске электродвигателя вентилятора. Очевидно, что затраты электроэнергии на пуск двигателя в этом случае будут минимальными, а установленная мощность УДК -максимальной. Если ограничить сетевой ток на уровне максимума активной составляющей пускового тока двигателя, то установленная мощность может быть существенно снижена. При этом обеспечивается снижение тока в 1,8-2 раза в переходных процессах, обусловленных пуском электродвигателей АВО.
ЛИТЕРАТУРА
1. Основы расчета и проектирования теплообменников воздушного охлаждения: Справочник / А.Н. Бессонный, Г.А. Дрейцер, В.Б. Кунтыш и др.; Под общ. ред. В.Б. Кунты-ша, А.Н. Бессонного. СПб.: Недра, 1996. 512 с.
2. Артюхов И.И., Аршакян И.И., Крылов И.П. Автоматическое управление аппаратами воздушного охлаждения на объектах магистрального транспорта газа // Мехатроника, автоматизация, управление. 2003. № 1. С.33-36.
3. Гамазин С.И., Ставцев В. А., Цырук С. А. Переходные процессы в системах промышленного электроснабжения, обусловленные электродвигательной нагрузкой. М.: Изд-во МЭИ, 1997. 424 с.
4. Меньшов Б.Г., Ершов М.С., Яризов А.Д. Электротехнические установки и комплексы в нефтегазовой промышленности. М.: Недра, 2000. 487 с.
5. Статические источники реактивной мощности в электрических сетях / В.А. Веников, Л. А. Жуков, И.И. Карташев и др. М.: Энергия, 1975. 136 с.
6. Солоухо Я.Ю. Состояние и перспективы внедрения в электроприводах статических компенсаторов реактивной мощности. Обобщение отечественного и зарубежного опыта. М.: Информэлектро, 1981. 89 с.
Аршакян Игорь Ишханович -
аспирант кафедры «Электроснабжение промышленных предприятий»
Саратовского государственного технического университета
Артюхов Иван Иванович -
доктор технических наук, профессор,
заведующий кафедрой «Электроснабжение промышленных предприятий»
Саратовского государственного технического университета
Степанов Сергей Федорович -
кандидат технических наук,
докторант кафедры «Электроснабжение промышленных предприятий»
Саратовского государственного технического университета
