CC BY
88
УДК 629.584.028
ПРИНЦИП ДЕЙСТВИЯ И ВЫБОР ПАРАМЕТРОВ УСТРОЙСТВА ДЛЯ РАСПРЕДЕЛЕНИЯ РЕАКТИВНЫХ ТОКОВ СУДОВЫХ СИНХРОННЫХ ГЕНЕРАТОРОВ ПО МЕТОДУ ВЕДУЩЕГО ГЕНЕРАТОРА
Ю.М. Горбенко, В.В. Кирюха, Г.Е. Кувшинов, Н.Н. Мазалева,
В.В. Миханошин, Дальрыбвтуз, Владивосток
Рассмотрены вопросы повышения качества электроэнергии судовых электроэнергетических систем. Описан принцип действия, выбор параметров устройства для распределения реактивных токов судовых синхронных генераторов по методу ведущего генератора.
Создание современных судов транспортного и рыбопромыслового флота с широкой электрификацией технических средств требует существенного увеличения мощности судовых электроэнергетических систем (СЭЭС), высокого качества электроэнергии, компактности оборудования и надежности его работы. При этом существенно усложняется решение задач стабилизации частоты и напряжения СЭЭС и распределения активной и реактивной мощности с необходимой точностью при совместной работе синхронных генераторов (СГ). Решение этих задач требует разработки и совершенствования принципов регулирования и создания соответствующих устройств.
Поддержание заданного напряжения в СЭЭС является необходимым условием нормальной работы электросистемы в целом. Правилами Регистра РФ установлено, что допустимое отклонение напряжения на общих шинах электростанции должно поддерживаться в статических режимах с точностью до ±2,5 % номинального значения для всех нагрузок. При совместной работе СГ их реактивные токи должны распределяться пропорционально номинальным мощностям, а при одинаковых номинальных мощностях - поровну. Допустимое отклонение реактивной нагрузки не должно превышать ±10 % мощности наименьшего генератора. В СЭЭС распределение реактивных токов осуществляется чаще всего с помощью устройств токовой стабилизации (УТС), обеспечивающих статизм внешней характеристики СГ по реактивному току.
Главным недостатком применяемых УТС является большие массогабаритные показатели из-за громоздкости используемых в них трансформаторов тока. Другим недостатком УТС традиционного исполнения является неудовлетворительное распределение токов между СГ, если в этих токах преобладает трапецеидальная составляющая, что имеет место при наличии тиристорных преобразователей.
В последнее время происходит замена трансформаторов тока дифференцирующими индукционными измерительными
преобразователями (ДИПТ), известными также под названиями трансреакторы, или катушки Роговского [1, 2].
При их использовании обеспечивается снижение массы УТС в сотни и тысячи раз. На рис. 1, а приведена однофазная схема УТС трехфазного устройства распределения реактивных мощностей (УРРМ), реализованная по методу ведущего генератора на базе ДИПТ и обеспечивающая высокую точность распределения реактивных токов и постоянство напряжения на шинах электростанции. Приняты следующие обозначения: СГ1 - ведущий генератор (ведущим может быть любой генератор), СГ2 - один из ведомых генераторов; РН -регулятор напряжения;
САРВ - система автоматического регулирования напряжения. Вторичная обмотка W1 трансформатора Тр никуда не подключена, так как ДИПТ1 ведущего генератора подключен к первичной обмотке Wo трансформатора Тр. У однофазного УРРМ, трехфазного СГ, с однофазным входом РН используется однолинейное напряжение и по два ДИПТ на каждый генератор, которые включены в фазы генераторов, соответствующих этому линейному напряжению.
Чтобы не изменять уставку напряжения РН1 у генератора, который становится ведущим, во входную цепь РН1 введено балластное сопротивление Иб. Это сопротивление должно иметь активноиндуктивный характер. В идеальном случае - при равенстве активных и реактивных токов всех генераторов - падение напряжения на этом сопротивлении под действием проходящего через него входного тока РН равно сумме напряжений вторичной обмотки трансформатора Тр и включенного последовательно с ним ДИПТ во входной цепи РН каждого ведомого генератора. Так как напряжение на вторичной обмотке трансформатора Тр, помимо прочих причин, зависит и от числа ведомых генераторов, которое в общем случае непостоянно, то такой способ компенсации суммы напряжений вторичной обмотки трансформатора Тр и включенного последовательно с ним ДИПТ не может обеспечить высокую точность распределения реактивных токов при любом числе ведомых генераторов.
Предлагается другой способ, свободный от указанного недостатка: входные цепи ведущего и ведомых генераторов строятся аналогично. Только для ведущего генератора во входной цепи РН1 последовательно со вторичной обмоткой Тр включен еще один ДИПТ (назовем его ДИПТ1,2), измеряющий ток ведущего генератора, как и ДИПТ1,1, подключенный к первичной обмотке Тр. Следовательно, при этом способе количество необходимых ДИПТ удваивается. У каждого к-того генератора в каждой фазе включены по два ДИПТ, имеющих разные расчетные мощности и размеры. Расчетный ток большего ДИПТк,1 определяется суммой входных токов всех РН и коэффициентом трансформации Тр. Этот ДИПТ используется только тогда, когда соответствующий генератор является ведущим. Расчетный ток меньшего ДИПТк,2 определяется входным током одного РНк. Поэтому расчетная мощность ДИПТк,2 меньше, чем у балластного сопротивления Иб. Следовательно, отказ от этого сопротивления и
введение второго ДИПТ приносит некоторый выигрыш в суммарной расчетной мощности УРРМ.
Нетрудно заметить и еще одно преимущество такого исполнения УРРМ: значительно упрощаются операции переключения, которые производятся при замене ведущего генератора каким-либо ведомым. Достаточно заменить один из ДИПТк,1 другим.
Рассмотрим принцип действия при следующих допущениях: имеет место установившийся режим работы электростанции; напряжения и токи генераторов синусоидальны и образуют симметричные системы; пренебрегаем падением напряжения в кабелях генераторов и в шинах, считая и = и2 = и; ДИПТ имеют одинаковые взаимные индуктивности М, у них учитываем только ЭДС, индуктированные токами генераторов в их вторичных обмотках: ]а>М/1 и ]юМ/2', трансформатор Тр считаем идеальным; в нормальных режимах работы абсолютные значения этих ЭДС не превосходят 5 % от напряжения генераторов и.
Последнее допущение позволяет при определении напряжения на входе РН учитывать только реактивные составляющие токов нагрузки генераторов /Р1, 1р2, рис.1, б. Тогда напряжение, подводимое к входу РН2, определяется выражением:
иРН2 = и + ]тМ/р2 - ]®М1рУ
РН, воздействуя на САРВ2, поддерживает это напряжение постоянным. Тогда из (1) получаем, что при неравенстве реактивных составляющих токов нагрузки отличие иРН2 от напряжения и составляет]а>м{1р2 -/р1),
т.е. пропорционально разности реактивных составляющих токов нагрузки ведомого и ведущего генераторов. Если, как показано на рис. 1, б, /р2 > /Р1, то напряжение на входе РН2 больше напряжения уставки.
При этом РН2 станет воздействовать на САРВ2 так, чтобы уменьшить ток возбуждения ведомого генератора, его ЭДС и тем самым реактивную составляющую тока его нагрузки, приближая ее к
реактивной составляющей тока нагрузки ведущего генератора.
Последняя же станет увеличиваться, при этом суммарный реактивный ток нагрузки остается прежним. Аналогичным образом происходит выравнивание реактивных составляющих тока нагрузки и всех
остальных ведомых генераторов.
Выбор оптимальных по какому-либо критерию (например, минимуму массы или стоимости) параметров УРРМ представляет собой достаточно сложную задачу. Дело в том, что при этом необходимо учитывать три обстоятельства.
Во-первых, как показано в [3], при постоянном значении М и
пренебрежении внутренним сопротивлением ДИПТ масса ДИПТ, имеющего в качестве первичной обмотки шину, проходящую через окно сердечника, уменьшается с увеличением числа витков его вторичной
обмотки. Одновременно растет сопротивление вторичной обмотки Zдипт, в котором наибольшую долю имеет ее индуктивное сопротивление. Следовательно, чем меньше ДИПТ, тем сильнее его Zдипт как внутреннее сопротивление источника напряжения приближается к входному сопротивлению регулятора напряжения, которое можно полагать активным сопротивлением Ирн, к сопротивлению намагничивающего контура трансформатора ТР УРРМ. Таким образом, ни этот трансформатор, ни ДИПТ нельзя рассматривать как идеальные элементы.
Рис. 1
Во-вторых, чем больше сопротивление вторичной обмотки 2дипт, тем большее влияние оказывает ток, проходящий через обмотку ДИПТ, на ее напряжение. Поэтому при увеличении внутреннего сопротивления ДИПТ наступает момент, когда это увеличение станет сопровождаться не уменьшением, а ростом массы ДИПТ.
В-третьих, чем меньше ДИПТ, тем ближе индуктивная составляющая всей, подключенной к статору генератора, входной цепи РН Хэ (определяется эквивалентным индуктивным сопротивлением совокупности всех ДИПТ и ТР) к аналогичной активной составляющей Чем больше параметр , тем сильнее напряжение
*3
генератора станет зависеть от частоты. Как показано в [3], для того чтобы отклонение напряжения СГ на границах длительно допустимого отклонения частоты (±5 % от номинального значения частоты) было
б
а
пренебрежимо малым по сравнению с длительно допустимым значением (±2,5 % от номинального значения напряжения), необходимо обеспечить выполнение условия т < 0,44■
Схема замещения одной фазы УРРМ приведена на рис. 2. На ней все вторичные обмотки, включенные в исходной схеме параллельно, заменены одной цепью. В нее входят эквивалентное сопротивление
вторичных обмоток Тр Т2 ,
п
ЭДС взаимной индукции ДИПТк,2 /«М2/2,
внутреннее сопротивление этого источника Г2 ,
п
вторичной обмотки одного из этих ДИПТ, и сопротивление которое в п раз меньше входного сопротивления одного из РН.
где г2 - сопротивление
Нри , п
Рис. 2
В этой схеме замещения величины: ЭДС взаимной индукции ДИПТі,і, ]юМі/і, гі - сопротивление первичной обмотки Тр и и /ц -сопротивление и ток намагничивающего контура трансформатора -приведены к вторичной обмотке Тр с использованием его коэффициента трансформации, равного отношению чисел обмоток Тр и ^2. В общем случае этот коэффициент может отличаться от единицы.
При определении параметра т можно, допуская небольшую
погрешность, считать трансформатор Тр идеальным, исключая ветвь и пренебрегая сопротивлениями его обмоток 7г1 и гг2, и учитывать только реактивные составляющие сопротивлений ДИПТ Х1 и Х2. Тогда получаем: т _ пх1 + х2 Отсюда видно, что расчетным должен быть
^ри
режим с наибольшим значением этого параметра, когда в работе участвует наибольшее число генераторов п.
У реального трансформатора ток намагничивающего контура не равен нулю, поэтому действие ЭДС взаимной индукции ДИПТ 1,1
изменяется по сравнению с действием ЭДС у«М2/2 в 2м раз.
2М + 21 + 2Т1
(Этот вывод получен на основании приведения указанной ЭДС к вторичной обмотке Тр с помощью метода активного двухполюсника.) Для компенсации этого эффекта можно или увеличить число витков И2 вторичной обмотки Тр по сравнению с числом витков его первичной обмотки ив, или увеличить взаимную индуктивность М1 по сравнению с М2. Ниже будет рассматриваться второй случай.
Для расчета УРРМ предварительно задаемся значением 5 статизма внешней характеристики СГ при его работе без ведущего генератора (с закороченной обмоткой ио Тр), равным, например, 5 % Цн, где Ц -номинальное фазное напряжение СГ при реактивном токе, имеющим значение номинального тока СГ /н. Затем находятся взаимная индуктивность М2 ДИПТк,2 ^ 2 = и± и расчетное значение
2 ® ' н >и
ЭДС вторичной обмотки ДИПТк,2 Е2н = Квин, где К - кратность максимального тока, при котором СГ еще может поддерживать номинальное напряжение. По существующим нормам этот ток должен быть не меньше 1,5 /н, поэтому можно принять К = 2. Ток /дипт2 , который также является током вторичной обмотки Тр, принимается равным номинальному входному току РН /рнн. Предварительное значение тока первичной обмотки Тр, который является также током /дипт1, принимается равным п/рнн-
Кроме того, рассчитывается максимальное значение индуктивной составляющей сопротивления входной цепи РН „ тин .
Хтах = I—г---- .
л1т2 +1 'рин
При т = 0,44 получаем
Хтах= 0,403 ^ * 0,4 ■
'РИн 'РИн
Далее выбор параметров и расчет элементов рассматриваемого УРРМ предлагается проводить методом последовательных приближений с усложнением его математических моделей для нескольких вариантов, отличающихся распределением эквивалентного индуктивного
сопротивления между элементами входной цепи РН.
Так как индуктивное сопротивление ведущего ДИПТ1,1 входит в выражение для параметра т с сомножителем п и, кроме того, трансформатор Тр можно рассчитывать только на основе известных параметров ДИПТ1,1, то расчет каждого варианта следует начинать с
задания у =_у . Здесь а - коэффициент, лежащий в пределах от
П Лтах
0,25 до 0,6.
На первом этапе расчета взаимная индуктивность и расчетная ЭДС ДИПТ1,1 принимаются равными соответствующим величинам ДИПТк,2 , то есть М1 = М2 и Е1н = Е2н. Предварительное значение напряжения ДИПТ11 Ц определяется векторной разностью двух составляющих. Первая составляющая (-/«М/1) - это вектор с абсолютным значением, равным Е1н. Как следует из рис. 2, угол отставания по фазе этого вектора
по отношению к вектору напряжения равен Е + ф, где ф - фазовое
2
запаздывание тока нагрузки по отношению к напряжению СГ. Если принять, что фаза вектора напряжения СГ равна нулю, то (-/«М/1) вектор находится в четвертом квадранте. Второй вектор (уХ^дипп) опережает вектор напряжения СГ на угол, примерно равный п/2-аг^ап(т) , т.е. второй вектор находится во втором квадранте. При некотором угле ф две указанных составляющих напряжения ДИПТ11 находятся в противофазе, при этом модуль разности векторов равен сумме их модулей. Следовательно, при т = 0,44 модуль Ц равен КёЦн + 0,4 а ин. При К = 2 и 5 = 0,05 получаем Ц = 0,1 (1 + 4а) Цн.
На втором этапе выполняется расчет трансформатора Тр, у которого имеется одна первичная и п вторичных обмоток с общей расчетной мощностью Бтр = п Ц /рнн■ Расчет выполняется по общепринятым методикам с одним отличием, вызванным особенностью конструкции трансформатора. Каждая из вторичных обмоток наматывается поверх первичной, занимая при этом лишь п-ую часть высоты окна.
При расчете индуктивного сопротивления короткого замыкания все вторичные обмотки с одинаковыми токами и с одинаковым числом витков можно заменить одной эквивалентной. Высота этой обмотки и ее ток такие же, как и у первичной обмотки. При таком подходе индуктивное сопротивление короткого замыкания Хк определяется как для обычного двухобмоточного трансформатора. В результате расчета находятся следующие величины: активные сопротивления первичной Г1Т и вторичных Г2Т обмоток и равные друг другу индуктивные сопротивления рассеяния первичной Х1Т и эквивалентной вторичной Х2Тэ обмоток Тр
Х1Т = Х2Тэ = хк /2 ■
По известной методике находятся также активное гм и реактивное жм
сопротивления, которые включены последовательно в цепи намагничивающего тока схемы замещения Тр. Общее сопротивление первичной обмотки Тр равно
■ Хк
21Т = Г1Т + ,
намагничивающего контура
=гм+
а эквивалентной вторичной обмотки
22Т Г2Т | :
п П 2 '
Как отмечалось, из-за наличия намагничивающего контура действие ЭДС взаимной индукции ДИПТ1,1 /«М1/1 изменяется по сравнению с действием
ЭДС /«М2/2 в раз. Здесь в качестве сопротивления ДИПТ1,1
гц + 21 + гт 1
можно использовать его индуктивное сопротивление _/Х|. Так как модуль 2 много больше модуля суммы 2 + гТ1, то аргумент близок к
2М+ 21 + 2Т1
нулю. Поэтому, пренебрегая фазовым сдвигом при приведении ЭДС взаимной индукции ДИПТ1,1 к вторичной обмотке, для компенсации
указанного влияния увеличим М1 в к раз, где ^ _ \гц + 21 + гт 1
Ы
Расчет Тр можно не повторять, приняв, что расчетные значения напряжений первичной обмотки и равное ему расчетное напряжение ДИПТ1,1 остались прежними. Такое допущение оправдано тем, что к мало отличается от единицы, а коэффициент К выбран с большим запасом. Расчетный ток первичной обмотки, равный расчетному току ДИПТ1,1, из-за малого влияния намагничивающего тока также можно оставить прежним. На основании метода активного двухполюсника
внутреннее сопротивление источника ЭДС равно (г1 + 2т 1) . Не
+ 2т 1
допуская заметной погрешности, можно использовать несколько большее значение этого сопротивления (г + гТ1 )■
ДИПТ11 рассчитывается по методике, изложенной в [3], но с учетом падения напряжения в нем от проходящего через него тока. При этом его индуктивное сопротивление принимается равным заданному значению Х1. Приведенное к вторичной обмотке ЭДС ДИПТ1,1 можно
считать равным первоначальному значению jwMih.
ДИПТк,2 также рассчитывается по той же методике. Pасчетный ток ДИПТк,2 определяется входным током Iphh одного P^. Индуктивное сопротивление ДИПТк,2 определяется формулой X = (X _ X _ X )n.
2 \ max 1 kz
Напряжение ДИПТк,2 U2 определяется векторной разностью двух составляющих. Первая составляющая ішМК - это вектор с абсолютным значением, равным E2h. Как следует из рис. 2, этот вектор опережает
вектор напряжения СГ на угол 1_ф где ф - фазовое запаздывание тока
2 ч>'
нагрузки по отношению к напряжению СГ. Если принять, что фаза вектора напряжения СГ равна нулю, то вектор находится во втором квадранте. Второй вектор jX1Ідипт1 опережает вектор напряжения СГ на
^ примерно равный I_arctan(^ то есть второй вектор также
находится во втором квадранте. Mодуль вектора напряжения ДИПТ растет с увеличением тока СГ и его угла запаздывания. Pасчетное значение напряжения ДИПТ соответствует ф = п/2 и находится по теореме косинусов
U2 =4(KSU)2 + (1РннX2) _ 2KSUIPhhX2 sin^, sin^ =
л/m2 +1
Для каждого значения коэффициента а находится суммарный расход активных материалов (трансформаторной стали и обмоточного провода) всех 2п ДИПТ и Тр: Ост и Ом, - а при желании и их стоимость. Полученные таким путем зависимости позволяют выбрать оптимальное по массе или стоимости значение коэффициента а^
Библиографический список
1 Пат. № 46116 (Россия). Устройство токовой стабилизации трехфазного источника напряжения / Г.Е. Кувшинов, Н.Н. Мазалева, Ю.М. Горбенко, В.В. Кирюха^ Заявл^ 28■12■2004■ № 2004138663/224; Опубл. в Б.И. 10.06.2005, № 16. МКИ 7 0 05 Р 1/20,
2^ Пат. № 2239224. (Россия). Устройство токовой стабилизации трехфазного источника напряжения / Г.Е. Кувшинов, Н.Н. Мазалева. Заявл. 16.04.2003. № 2003110909; Опубл. в Б.И. 27.10.2004, № 30.
МКИ 7 0 05 Р 1/20^
