2

АНОТАЦІЯ

Хоменко В. І. Електромеханічий комплекс з накопичувачами енергії в

контурі збудження синхронного генератора. – Кваліфікаційна наукова праця на

правах рукопису.

Дисертація на здобуття наукового ступеня кандидата технічних наук

(доктора філософії) за спеціальністю 05.09.03 «Електротехнічні комплекси та

системи» (141 – Електроенергетика, електротехніка та електромеханіка). –

Дніпровський державний технічний університет Міністерства освіти і науки

України, Кам’янське, 2018.

Захист дисертації відбудеться на засіданні спеціалізованої вченої ради

Д 45.052.01 Кременчуцького національного університету імені Михайла

Остроградського.

Дисертація присвячена вирішенню актуального наукового завдання

підвищення надійності живлення споживачів співставної потужності від

електромеханічного комплексу у динамічних режимах накиду співставного

навантаження за рахунок форсування збудження із застосуванням ємнісних

накопичувачів енергії і встановлення закономірностей та залежностей їх впливу

на режими роботи синхронних генераторів, і на цій основі розвиток методів

розрахунку, моделювання і створення нових систем керування

електромеханічними комплексами.

У роботі з’ясовано, що в якості електромеханічних перетворювачів

енергії на базі машин постійного струму необхідно використання

спеціалізованих модулів зв'язку для енергетичного узгодження за напругою й

частотою двох енергетичних об'єктів, що є недоцільним для створення

автономних систем електроживлення.

За результатами проведеного аналізу масо-габаритних і цінових

показників асинхронних і синхронних генераторів потужністю понад 100 кВт

у складі електромеханічних комплексів, доведено, що синхронні генератори в

порівняно з асинхронними мають значні переваги.

3

З метою аналізу режимів роботи автономного електромеханічного

комплексу розроблені структурна схема та модель з урахуванням вмикання в

контур збудження синхронного генератора ємнісного накопичувача енергії.

Запропоновано і обґрунтовано алгоритм керування контуром збудження

електромеханічного комплексу, з урахуванням зміни силової схеми та

параметрів контуру збудження в функції величини і знака похідної

електромагнітного моменту за кутом навантаження генератора при підключенні

споживачів співставної потужності.

Отримано аналітичні вирази, які встановлюють взаємозв’язок між

параметрами контуру збудження і величиною ємності накопичувачів енергії

для стабілізації вихідної напруги синхронного генератора при підключенні

споживачів з різко змінним навантаженням.

Проведено розрахунки енергетичних показників системи збудження

синхронного генератора електромеханічного комплексу потужністю 48 кВт для

впровадження в НВО «Дніпрофмаш», та доведено, що економічний ефект від

впровадження системи збудження склав 29342,79 грн. за рік, а строк окупності

– 1,23 роки.

На випробувальному стенді досліджені динамічні режими роботи

синхронного генератора потужністю 12 кВт, при підключенні до нього

асинхронного двигуна з короткозамкненим ротором потужністю 11 кВт. Час

досягнення струмом збудження форсованого значення з некомпенсованим

контуром становить 1 с, а з ємнісним накопичувачем енергії – 0,01 с. При

цьому динамічне пaдіння напруги складає 39 %, компенсація

електромагнітної інерційності в тих же умовах забезпечує падіння напруги

не більше 11 %.

Ключові слова: синхронний генератор, електромеханічний комплекс,

ємнісний накопичувач енергії, система збудження, автоматичний регулятор

збудження, режим стабілізації.

4

Список публікацій здобувача

Наукові праці, в яких опубліковані основні наукові результати

дисертації:

1. Хоменко В. І., Нізімов В. Б., Количев С. В. Підвищення стійкості

роботи синхронної машини щляхом удосконалення системи збудження.

Східно-Європейський журнал передових технологій. Энергосберегающие

технологии и оборудование. Харків, 2015. Вип. 1/8 (73). С. 31–36. (Scopus, Index

Copernicus, eLIBRARY, Ulrich’s Periodicals Directory, DRIVER, Bielefeld

Academic Search Engine (BASE), WorldCat, Electronic Journals Library, DOAJ,

EBSCO, Research Bib, American Chemical Society, CrossRef).

Статті у журналах України, занесених до міжнародних наукометричних

баз даних:

2. Хоменко В. І., Нізімов В. Б., Количев С. В. Динаміка режиму

стабілізації вихідної напруги автономної генеруючої установки при вмиканні

навантаження. Тематичний випуск «Проблеми автоматизованого

електропривода» Теорія і практика. Одеса, 2011. № 3(79). С. 296–297. (Science

index).

Статті у закордонних виданнях, занесених до міжнародних

наукометричних баз даних:

3. Хоменко В. І., Нізімов В. Б. Техніко-енергетичні показники автономної

системи електроживлення на базі синхронного генератора. Zbiór artykułów

naukowych. “Inżynieria i technologia. Osiągnięcia naukowe, rozwój, propozycje na

rok 2016”. Warszawa, 2016. PP. 66–70. (Scince Index).

4. Хоменко В. І., Нізімов В. Б., Количев С. В. Вплив системи збудження

на динамічну стійкість автономної генеруючої установки при значних

збуреннях. Zbiór artykułów naukowych. “Inżynieria i technologia. Badania

podstawowe i stosowane: wyzwania i wyniki”. Warszawa, 2017. PP. 58–61. (Scince

Index).

5. Хоменко В. І. Техніко-економічне обгрунтування використання

синхронного генератора в складі електромеханічного комплексу. Zbiór

5

artykułów naukowych. “Obiecujące osiągnięcia naukowe Inżynieria i technologia”.

Warszawa, 2017. PP. 20–23. (Scince Index).

Статті у провідних фахових виданнях України:

6. Хоменко В. І., Нізімов В. Б. Дослідження аварійних режимів

автономної генеруючої установки. Тематичний випуск «Проблеми

автоматизованого електропривода. Теорія й практика» науково-виробничого

журналу. Кременчук, 2012. Вип. 3/2012 (19). С. 190–191.

7. Хоменко В. І., Нізімов В. Б. Дослідження процесу стабілізації вихідної

напруги синхронного генератора. Збірник наукових праць Дніпродзержинського

державного технічного університету (технічні науки). Дніпродзержинськ,

2009. Вип. 3 (13). C. 102–105.

8. Хоменко В. І., Нізімов В. Б. Дослідження автономної генеруючої

установки формуючого джерела електроенергії. Вісник Кременчуцького

державного університету імені Михайла Остроградського. Кременчук, 2010.

Вип. 3/2010 (62) ч. 2. С. 117–119.

9. Хоменко В. І., Нізімов В. Б., Количев С. В. Розробка системи

збудження синхронного генератора з компенсацією інерційності контуру

збудження. Збірник наукових праць Дніпродзержинського державного

технічного університету (технічні науки). Дніпродзержинськ, 2011. Вип. 1

(16). С. 106–111.

10. Хоменко В. І., Нізімов В. Б., Количев С. В. Автономна генераторна

установка з компенсацією інерційності контуру збудження. Збірник наукових

праць Дніпродзержинського державного технічного університету (технічні

науки). Дніпродзержинськ, 2012. Вип. 3 (20). С. 119–124.

11. Хоменко В. І., Нізімов В. Б. Режим короткого замикання синхронної

машини автономної генеруючої установки. Вісник Донбаської державної

машинобудівної академії : збірник наукових праць. Краматорськ, 2012. № 4

(29). С. 82–85.

12. Хоменко В. І., Нізімов В. Б., Количев С. В. Порівняльна оцінка

енергетичних та експлуатаційних показників статичних збуджувачів

6

синхронних машин. Збірник наукових праць Дніпродзержинського

державного технічного університету (технічні науки). Дніпродзержинськ,

2014. Вип. 1 (24). С. 64–70.

13. Хоменко В. І., Нізімов В. Б. Керування контуром збудження

синхронного генератора при різко змінному навантаженні. Збірник наукових

праць Дніпродзержинського державного технічного університету (технічні

науки). Кам’янське, 2016. Вип. 1 (28). С. 60–66.

14. Хоменко В. І., Нізімов В. Б. Енергообмінні процеси між контурами

автономного синхронного генератора. Збірник наукових праць Дніпровського

державного технічного університету (технічні науки). Кам’янське, 2017.

Вип. 1 (30). С. 111–116.

Наукові праці, які свідчать про апробацію результатів дисертації:

15. Хоменко В. І. Математическая модель синхронного генератора с

вентильно-емкостным возбуждением. Електромеханічні системи, методи

моделювання та оптимізації: збірник наукових праць VI Всеукраїнської

науково-технічної конференції молодих учених і спеціалістів (Кременчук, 02–

04 квітня 2008 р.). Кременчук : КДПУ, 2008. С. 228–229.

16. Хоменко В. І., Нізімов В. Б. Підвищення швидкодії режимів

збудження синхронного генератора. Електромеханічні системи, методи

моделювання та оптимізації: збірник наукових праць VIІ Всеукраїнської

науково-технічної конференції молодих учених і спеціалістів (Кременчук, 02–

04 квітня 2009 р.). Кременчук : КДПУ, 2009. С. 224–225.

17. Хоменко В. И., Низимов В. Б. Режимы возбуждения синхронного

генератора с емкостным накопителем энергии. Перспективні методи та

технічні засоби підвищення ефективності енергоємних установок та

технологічних комплексів гірничо-металургійної промисловості: матеріали V

Міжнародної науково-технічної конференції молодих вчених, магістрантів та

студентів (Кривий Ріг, 06 квітня 2009 р.). Кривий Ріг : КТУ, 2009. С. 14–23.

18. Хоменко В. І., Нізімов В. Б. Дослідження режимів збудження

автономної генеруючої установки. Информационные технологии в управлении

7

сложными системами: сборник докладов научной конференции

(Днепропетровск, 24 июня 2011 г.). Днепропетровск : ИТМ НАНУ и НКАУ,

2011. С. 112–115.

19. Хоменко В. І., Нізімов В. Б. Дослідження режимів стабілізації

вихідної напруги автономної генераторної установки з компенсацією

інерційності контуру збудження. Проблеми підвищення ефективності

електромеханічних перетворювачів в електроенергетичних системах:

матеріали Міжнародної науково-технічної конференції (Севастополь, 17–20

вересня 2012 р.). Севастополь : СевНТУ, 2012. С. 91–94.

20. Хоменко В. І., Нізімов В. Б., Количев С. В. Підвищення стійкості

автономної генеруючої установки при значних збуреннях. Енергетичний

менеджмент: стан та перспективи розвитку: збірник наукових праць IV

Міжнародної науково-технічної та навчально-методичної конференції (Київ,

25–27 квітня 2017 р.). Київ : НТУУ «КПІ ім. Ігоря Сікорського», 2017. С. 49–50.

ABSTRACT

Khomenko V. I. Electromechanical complex with energy storage in the

synchronous generator excitation circuit. – Qualification scientific work as a

manuscript.

Thesis for the scientific degree of Cand. Sc. for tne specialty 05.09.03 –

Electrotechnical complexes and systems (141 – Power engineering, electrical

engineering and electromechanics). – Dniprovskiy State Technical University

Ministry of Education and Science of Ukraine, Kamianske, 2018.

The defense of the dissertation will be held at a meeting of the specialized

academic council D 45.052.01 in Kremenchuk Mykhailo Ostrohradskyi National

University. – Kremenchuk, 2018.

The dissertation is devoted to the solution of the actual scientific problem of

increasing the reliability of power supply of consumers of comparable power from

the electromechanical complex in dynamic modes of loading of the comparative load

8

due to the acceleration of excitation with the use of capacitive energy storage devices

and the establishment of the laws and dependencies of their influence on the modes

of operation of synchronous generators, and on this basis the development of

calculation methods, modeling and creation of new control systems for

electromechanical complexes.

A control algorithm of the excitation circuit of the electromechanical complex

is proposed and validated, taking into account the change of the power circuit and the

parameters of the excitation circuit in the function of the magnitude and sign of the

derivative of the electromagnetic moment at the generator torque angle when

connecting consumers of comparable power.

At the test stand, the dynamic modes of the synchronous generator operation

with a power of 12 kW, when connected to it asynchronous motor with a short-

circuited rotor with a power of 11 kW, were investigated.

The time to reach the excitation of the forced value by current with the

uncompensated circuit is 1 sec, and with the capacitive energy storage device –

0,01 sec. In this case, the dynamic voltage loss is 39 %, compensation of

electromagnetic inertia in the same conditions provides a voltage drop of no more

than 11 %.

Key words: synchronous generator, electromechanical complex, the capacitor

store of energy, excitation system, automatic regulator of excitement, mode of

stabilization.

References

Scientific works in which the main scientific results of the dissertation were

published:

1. Khomenko, V. I., et. al. (2015). Stability increasing of the synchronous

machine by improvement of the excitation system. Skhidno-Yevropeiskyi zhurnal

peredovykh tekhnolohiy. Enerhosberehayushchye tekhnolohii i oborudovanie,

Issue № 1/8 (73), pp. 31–36. DOI: 10.15587/1729-4061.2015.36498. (Scopus, Index

Copernicus, eLIBRARY, Ulrich’s Periodicals Directory, DRIVER, Bielefeld

9

Academic Search Engine (BASE), WorldCat, Electronic Journals Library, DOAJ,

EBSCO, Research Bib, American Chemical Society, CrossRef).

Articles in Ukrainian journals included in international science-computer

databases:

2. Khomenko, V. I. et. al. (2011). The dynamics of the stabilization regime of

output voltage of autonomous generating unit at turn-on load. Tematychnyi vypusk

“Problemy avtomatyzovanoho elektropryvoda” Teoria i praktyka, Issue №. 3 (79),

pp. 296–297. (Science index).

Articles in foreign publications included in international science-computer

databases:

3. Khomenko, V. I., Nizimov, V. B. (2016). Engineering-and-energy

performance of an autonomous power-supply system based on a synchronous

generator. Zbiór artykułów naukowych. “Inżynieria i technologia. Osiągnięcia

naukowe, rozwój, propozycje na rok 2016”, Warszawa, pp. 66–70.(Science index).

4. Khomenko, V. I. et. al. (2017). Influence of the excitation system on

dynamic stability of autonomous generating unit at significant indignations. Zbiór

artykułów naukowych. “Inżynieria i technologia. Badania podstawowe i stosowane:

wyzwania i wyniki”, pp. 58–61. (Science index).

5. Khomenko, V. I. (2017). Feasibility study of synchronous generator use in

the electromechanical complex. Zbiór artykułów naukowych. “Obiecujące

osiągnięcia naukowe Inżynieria i technologia”, pp. 20–23. (Science index).

Articles in the leading professional editions of Ukraine:

6. Khomenko, V. I., Nizimov, V. B. (2012). The research of emergency

operation of autonomous generating unit. Tematychnyy vypusk “Problemy

avtomatyzovanoho elektropryvoda. Teoria i praktyka” naukovo-vyrobnychoho

zhurnalu. Kremenchuk, Issue № 3 (19), pp. 190–191.

7. Khomenko, V. I., Nizimov, V. B. (2009). The research of the stabilization

process of the output voltage of the synchronous generator. Zbirnyk naukovykh prats

Dniprodzerzhynskoho derzhavnoho tekhnichnoho universytetu (tekhnichni nauky).

Dniprodzerzhynsk, Issue № 3 (13), pp. 102–105.

10

8. Khomenko, V. I., Nizimov, V. B. (2010). The research of autonomous

generating unit from generating power source. Visnyk Kremenchutskoho derzhavnoho

universytetu imeni Mykhayla Ostrohradskoho. Kremenchuk, 2010. Issue № 3 (62)

part 2, pp. 117–119.

9. Khomenko, V. I. et. al. (2011). The development of excitation system of

synchronous generator with time lag compensation of excitation circuit. Zbirnyk

naukovykh prats Dniprodzerzhynskoho derzhavnoho tekhnichnoho universytetu

(tekhnichni nauky). Dniprodzerzhynsk. Issue №1 (16), pp. 106–111.

10. Khomenko, V. I. et. al. (2012). Autonomous generating unit with time lag

compensation of excitation circuit. Zbirnyk naukovykh prats Dniprodzerzhynskoho

derzhavnoho tekhnichnoho universytetu (tekhnichni nauky). Dniprodzerzhynsk. Issue

№3 (20), pp. 119–124.

11. Khomenko, V. I., Nizimov, V. B. (2012). Short circuit mode of the

synchronous machine of autonomous generating unit. Visnyk Donbaskoyi

derzhavnoyi mashynobudivnoyi akademiyi: zbirnyk naukovykh prats. Kramatorsk.

Issue № 4 (29), pp. 82–85.

12. Khomenko, V. I. et. al. (2014). Comparative estimation of power and

operational indicators of static exciters of synchronous machines. Zbirnyk naukovykh

prats Dniprodzerzhynskoho derzhavnoho tekhnichnoho universytetu (tekhnichni

nauky). Dniprodzerzhynsk. Issue № 1 (24), pp. 64–70.

13. Khomenko, V. I., Nizimov, V. B. (2016). Excitation circuit of synchronous

generator control with sharply variable load. Zbirnyk naukovykh prats

Dniprodzerzhynskoho derzhavnoho tekhnichnoho universytetu (tekhnichni nauky).

Kamianske. Issue № 1 (28), pp. 60–66.

14. Khomenko, V. I., Nizimov, V. B. (2017). Energy exchange processes

between contours of autonomous synchronous generator. Zbirnyk naukovykh prats

Dniprovskoho derzhavnoho tekhnichnoho universytetu (tekhnichni nauky).

Kamianske. Issue №1 (30), pp. 111–116.

11

Scientific works, testifying the approbation of dissertation materials:

15. Khomenko, V. I. (2008). The mathematical model of a synchronous

generator with a valve-capacitive excitation. Elektromekhanichni systemy, metody

modelyuvannya ta optymizatsii: zbirnyk naukovykh prats VI Vseukrayinskoi

naukovo-tekhnichnoi konferentsii molodykh uchenykh i spetsialistiv (02–04 kvitnya

2008). Kremenchuk : KDPU, 2009. pp. 228–229.

16. Khomenko, V. I., Nizimov, V. B. (2009). Speed increasing of synchronous

generator excitation modes. Elektromekhanichni systemy, metody modelyuvannya ta

optymizatsii: zbirnyk naukovykh prats VI Vseukrayinskoi naukovo-tekhnichnoi

konferentsii molodykh uchenykh i spetsialistiv (02–04 kvitnya 2009). Kremenchuk :

KDPU, 2009. pp. 224–225.

17. Khomenko, V. I., Nizimov, V. B. (2009). Excitation modes of the

synchronous generator with capacitive energy store. Perspektyvni metody ta

tekhnichni zasoby pidvyshchennya efektyvnosti enerhoyemnykh ustanovok ta

tekhnolohichnykh kompleksiv hirnycho-metalurhiynoyi promyslovosti: materialy V

Mizhnarodnoi naukovo-tekhnichnoi konferentsii molodykh vchenykh, mahistrantiv ta

studentiv (6 kvitnya 2009). Kryviy Rih : KTU, 2009. pp.14–23.

18. Khomenko, V. I., Nizimov, V. B. (2011). The research of excitation modes

of autonomous generating unit. Informatsionnyye tekhnologii v upravlenii slozhnymi

sistemami: sbornik dokladov nauchnoy konferentsii (Dnepropetrovsk, 24 iyunya

2011). ITM NASU i NSAU, Dnepropetrovsk. pp. 112–115.

19. Khomenko, V. I., Nizimov, V. B. (2012) The research of stabilization

modes of the output voltage of autonomous generator unit with time lag

compensation of excitation circuit. Problemy pidvyshchennya efektyvnosti

elektromekhanichnykh peretvoryuvachiv v elektroenerhetychnykh systemakh:

materialy Mizhnarodnoi naukovo-tekhnichnoi konferentsii (Sevastopol, 17–20

veresnya 2012). Sevastopol : SevNTU, pp. 91–94.

20. Khomenko,V. I. et. al. (2017). Stability increasing of the autonomous

generating unit at significant indignations. Enerhetychnyy menedzhment: stan ta

perspektyvy rozvytku: zbirnyk naukovykh prats IV Mizhnarodnoi naukovo-

tekhnichnoi ta navchalno-metodychnoi konferentsii (Kyiv, 25–27 kvitnya 2017).

Kyiv : NTUU “KPI after Igor Sikorsky”, 2017. pp. 49–50.

12

ЗМІСТ

СПИСОК УМОВНИХ ПОЗНАЧЕНЬ……………………………………………..15

ВСТУП........................................................................................................................16

РОЗДІЛ 1 ЗАГАЛЬНА ХАРАКТЕРИСТИКА АВТОНОМНИХ ДЖЕРЕЛ

ЕЛЕКТРОЖИВЛЕННЯ………………………………………………..25

1.1 Аналіз стану вивченості проблеми…………………......................................25

1.2 Загальні відомості про джерела електроживлення………………………...28

1.3 Електромеханічний комплекс на базі машин постійного струму…...............33

1.4 Електромеханічний комплекс на базі асинхронних машин….……..…….....37

1.5 Електромеханічний комплекс на базі синхронних генераторів..….......….....41

1.6 Аналіз силових схем напівпровідникових збуджувачів синхронних

генераторів………………….…...……………………………………………..50

1.7 Постановка задач дослідження………….…………….….…………..…….54

РОЗДІЛ 2 МАТЕМАТИЧНІ МОДЕЛІ СИНХРОННИХ ГЕНЕРАТОРІВ............57

2.1 Загальні положення.............................................................................................57

2.2 Математичний опис синхронного генератора з вентильноємнісним

збудженням……………………………………………………...........................59

2.2.1 Математична модель синхронного генератора у фазних

координатах..…………...………………………………………………….64

2.2.2 Математична модель синхронного генератора в координатах d, q, 0....68

2.2.3 Математична модель синхронного генератора з ємнісним

накопичувачем енергії в контурі збудження…………………………….72

2.3 Математичне моделювання режимiв керування контуром збудження

синхронних генераторів автономних систем електроживлення…………...74

2.3.1 Система зі струмовою схемою форсування напруги СГ…………….…76

2.3.2 Система зі схемою форсування збудження СГ зустрічною напругою..80

2.4 Висновки по розділу 2….....…………….…………………………………..82

РОЗДІЛ 3 РОЗРАХУНОК ТА АНАЛІЗ РЕЖИМІВ РОБОТИ

ЕЛЕКТРОМЕХАНІЧГО КОМПЛЕКСУ З НАКОПИЧУВАЧЕМ ЕНЕРГІЇ

В КОНТУРІ ЗБУДЖЕННЯ.......................................................................................83

13

3.1 Загальні положення з пуску двигунів змінного струму від

електромеханічного комплексу ……..…………………………………..…….83

3.2 Вимоги до пускових режимів синхронних машин………….………………..83

3.3 Використання ємнісного накопичувача енергії в контурі збудження

синхронного генератора…………………………………………………………86

3.4 Система збудження синхронного генератора з ємнісним

накопичувачем енергії………………………….………………………………...89

3.5 Визначення величини ємності накопичувача енергії……..……………..…..99

3.6 Підвищення стійкості роботи синхронного генератора….……..………102

3.7 Розрахунок режимів початкового збудження синхронного генератора…106

3.7.1 Розрахунок режимів початкового збудження синхронного

генератора в фазних координатах…….……………………………….106

3.7.2 Розрахунок режимів накиду навантаження при початковому

збудженні синхронного генератора в ортогональних координатах…109

3.8 Динаміка живлення двигуна змінного струму від синхронного

генератора обмеженої потужності.………..………………..………………..115

3.9 Дослідження аварійних режимів електромеханічного комплексу...............122

3.10 Енергетичні показники статичних збуджувачів синхронних

генераторів…………………………………………………………………….131

3.11 Техніко-економічне обґрунтування застосування системи збудження

з ємнісним накопичувачем енергії в контурі збудження синхронного

генератора електромеханічного комплексу……...……………………………137

3.11.1 Розрахунок вартості складових електромеханічного комплексу…..137

3.11.2 Енергетичні показники та вартість систем збудження

електромеханічного комплексу серійного і розробленого варіантів…141

3.12 Висновки по розділу 3…….....……………………………………….…….147

РОЗДІЛ 4 ЕКСПЕРИМЕНТАЛЬНЕ ДОСЛІДЖЕННЯ

ЕЛЕКТРОМЕХАНІЧНОГО КОМПЛЕКСУ З ЄМНІСНИМ

НАКОПИЧУВАЧЕМ ЕНЕРГІЇ В КОНТУРІ ЗБУДЖЕННЯ

СИНХРОННОГО ГЕНЕРАТОРА….……….………………………………..…149

4.1 Схема експериментального електромеханічного комплексу…..…….…....149

14

4.2 Параметри синхронних генераторів експериментальної установки ……..153

4.2.1 Визначення параметрів синхронних генераторів……………...…...….153

4.2.2 Визначення синхронних індуктивних опорів експериментального

генератора БМЗ 4,5/4-М….……………………………………………...154

4.3 Експериментальне дослідження режимів збудження синхронних

генераторів електромеханічного комплексу…..…………………………….155

4.4 Висновки по розділу 4………………............…...…………………….…….165

ВИСНОВКИ……………………………………………………………………….167

СПИСОК ВИКОРИСТАНИХ ДЖЕРЕЛ…….....………………………………..170

ДОДАТОКИ………………………………………………..……………………..186

Додаток А.…….……………………………………………………...……………187

Додаток Б…….…………………………………………………………………..190

Додаток В…….……………………………………………………………………194

Додаток Г….……….………………………………………………………………195

Додаток Д……….……………………………………………………….………...196

Додаток Е………………………………………………………………….………197

Додаток Ж……...………………………………………………………….………199

15

СПИСОК УМОВНИХ ПОЗНАЧЕНЬ

ЕМК – електромеханічий комплекс

АСЕ – автономна система електроживлення

ЄНЕ – ємнісний накопичувач енергії

СГ – синхроний генератор

СМ – синхронна машина

ЕП – електричний привід

АДЕ – автономне джерело електроживлення

АГ – асинхронний генератор

Г-Д – генератор – двигун

ТП-ДПС – тиристорний перетворювач – двигун постійного струму

ОСЗ – обмотка самозбудження

ОЗГ – обмотка збудження генератора

АМ – асинхронна машина

АІН – автономний інвертор напруги

АГК – асинхронний генераторний комплекс

АРЗ – автоматичний регулятор збудження

КК – контур компаундування

ТС – трансформатор струму

САРЗ – система автоматичного регулювання збудження

АРН – автоматичний регулятор напруги

ДО – демпферна обмотка

ТРН – тиристорний регулятор напруги

ДН – датчик напруги

КЗ – коротке замикання

СІФУ – система імпульсно-фазового управління

СКТ – система керування тиристорами

БАРЗ – блок автоматичного регулювання збудження

ДЗН – джерело зарядної напруги

16

ВСТУП

Актуальність теми. Важливе місце в стратегії розвитку

електроенергетики України займають автономні системи електроживлення

(АСЕ). Необхідність в АСЕ виникає там, де технічно неможливо або

економічно невигідно використовувати централізоване електропостачання. У

зазначених системах електроживлення переважно застосовуються синхронні

генератори (СГ), які мають можливість глибокого незалежного регулювання

струму збудження, а відповідно, напруги на затискачах статора і можуть

переносити значні миттєві перевантаження за потужністю при номінальних

значеннях напруги.

Для стабілізації напруги генератора при підключенні споживачів

електроенергії застосовують релейне або параметричне форсування напруги

збудження, а також системи автоматичного регулювання збудження (АРЗ)

впливом на кути керування збуджувача, що компенсує інерційність обмотки

збудження (ОЗ). Однак коефіцієнт форсування за напругою знаходиться в

межах 3–5 в.о. залежно від потужності СГ, що призводить до значних кутів

керування в номінальному режимі і викликає споживання значної реактивної

потужності збуджувачем і зниження енергетичних показників.

Для підвищення енергетичних показників системи збудження

застосовують двогрупові схеми, які містять робочу та форсувальну групу

вентилів, що дозволяє робочій групі працювати з малими кутами керування в

номінальному режимі.

У відомих схемах збуджувачів з комутуючим тиристором у нульовій

точці трансформатора в номінальному режимі СГ збуджувач працює за

трифазною нульовою схемою, а в форсувальному – за трифазною мостовою.

Однак в обох випадках змінюється силова схема без зміни параметрів контуру

збудження – при цьому керування здійснюється кутами відпирання тиристорів.

Сучасні математичні моделі, структурні схеми, алгоритми і методи

17

розрахунку синхронних машин з ємнісними накопичувачами енергії (ЄНЕ) у

контурі збудження не дозволяють вирішити теоретичні питання та провести

необхідні дослідження електромеханічного комплексу (ЕМК) на базі СГ з ЄНЕ

для визначення закономірностей, залежностей та властивостей і розробки нових

технічних рішень, які підвищують надійність електроживлення відповідальних

механізмів в умовах надзвичайних ситуацій та стихійних лих.

Швидкодія зростання струму збудження значною мірою визначає ступінь

динамічного падіння напруги і його тривалість, що забезпечує надійність

електроживлення при підключенні споживачів співставної потужності,

особливо при ударному навантаженні.

Окрім того, у випадку короткого замикання (КЗ) на виводах статора СГ

ЕМК для гасіння поля режим інвертування збуджувача є неможливим, а

використання автомата гасіння поля і розрядного резистора є малоефективним.

Тому актуальним науковим завданням є підвищення надійності живлення

споживачів співставної потужності від ЕМК у динамічних режимах накиду

співставного навантаження за рахунок форсування збудження СГ шляхом

ємнісної компенсації інерційності контуру збудження, що дозволить зменшити

падіння вихідної напруги генератора.

Зв'язок роботи з науковими програмами, планами, темами. Основний

зміст роботи складають результати досліджень, які автор провів протягом

2004–2017 років.

Дисертаційна робота відповідає Закону України «Про пріоритетні

напрями розвитку науки і техніки», зокрема, п. 6 статті 7 «Нові технології та

ресурсозберігаючі технології в енергетиці, промисловості та агропромисловому

комплексі» і спрямованості тематики науково-дослідних робіт кафедри

«Електрообладнання» (натепер «Електротехніки та електромеханіки»)

Дніпродзержинського державного технічного університету (натепер

Дніпровський державний технічний університет) за темами «Розробка та

дослідження систем збудження джерел аварійного електроживлення, що

18

формуються на основі електричних машин змінного струму»

(№ ДР 0104U000814, 2005 р.), де автором проведено дослідження систем

збудження електричних машин змінного струму; «Розробка джерел аварійного

електроживлення, що формуються, математичних моделей і методів розрахунку

параметрів» (№ ДР 0106U000736, 2007 р.), в якій автор дослідив режими

форсування збудження СГ з компенсацією інерційності контуру збудження за

рахунок ємнісного накопичувача енергії.

Мета і завдання дослідження. Мета роботи полягає в підвищенні

надійності живлення споживачів співставної потужності у динамічних режимах

накиду навантаження за рахунок форсування збудження шляхом керування

додатковою встановленою у контур збудження ємністю.

Для досягнення мети поставлені та розв’язані такі задачі:

– обґрунтування доцільності використання синхронного генератора

середньої та великої потужності в складі електромеханічного комплексу АСЕ

та аналіз силових схем напівпровідникових збуджувачів;

– виконання математичного опису електромеханічного комплексу на базі

синхронного генератора з ємнісним накопичувачем енергії в контурі

збудження;

– розробка принципової схеми електромеханічного комплексу на базі

синхронного генератора з ємнісним накопичувачем енергії в контурі

збудження;

– отримання аналітичного виразу величини ємності, яка забезпечує

коливальний розряд для зменшення посадки та стабілізації вихідної напруги

синхронного генератора в режимі форсування при підключенні споживачів

співставної потужності;

– дослідження перехідних процесів електромеханічного комплексу при

живленні споживачів співставної потужності з різко змінним навантаженням;

19

– техніко-економічне обґрунтування доцільності використання

несиметричних мостових збуджувачів з ємнісними накопичувачами енергії у

складі електромеханічного комплексу;

– експериментальне дослідження динамічних процесів у

електромеханічному комплексі при живленні споживачів співставної

потужності з метою підтвердження основних теоретичних положень та

наукових результатів роботи.

Об'єкт дослідження – процеси генерування електроенергії

електромеханічним комплексом АСЕ на базі СГ з ємнісним накопичувачем у

контурі збудження.

Предмет дослідження – динамічні характеристики та енергетичні

показники електромеханічного комплексу АСЕ на базі СГ при підключенні

електроспоживачів співставної потужності з різко змінним навантаженням.

Методи дослідження. Для розв’язання поставлених задач використано

метод математичного опису перехідних процесів, що ґрунтується на

диференціальних рівняннях електричної рівноваги напруг контурів і рівняннях

механічної рівноваги; метод математичного моделювання перехідних процесів

збудження синхронного генератора в режимах форсування напруги та гасіння

магнітного поля; методи теорії автоматичного керування для дослідження

процесу стабілізації вихідної напруги при підключенні споживачів значної

потужності. В експериментальних дослідженнях застосовано апробовані

методи осцилографування перехідних процесів у режимах накидання та

вимикання навантаження для підтвердження теоретичних положень і наукових

результатів.

Наукова новизна одержаних результатів:

– набув подальшого розвитку математичний опис електромеханічного

комплексу, який на відміну від існуючих, враховує зміну параметрів контуру

збудження синхронного генератора, що дозволяє синтезувати систему

керування режимів збудження з ємнісним накопичувачем енергії;

20

– вперше встановлено залежність часу форсування струму збудження

синхронного генератора від величини ємності контуру збудження та рівня

напруги заряду останньої, що дало змогу підвищити швидкодію зростання

струму збудження;

– вперше отримано аналітичні вирази, які встановлюють взаємозв’язок

між параметрами контуру збудження і величиною ємності накопичувачів

енергії для стабілізації вихідної напруги синхронного генератора при

підключенні споживачів з різко змінним навантаженням.

Обґрунтованість і достовірність наукових результатів, висновків

і рекомендацій забезпечується коректністю прийнятих у математичних моделях

припущень і підтверджується збігом результатів аналітичних розрахунків з

результатами математичного та фізичного моделювання.

Практичне значення отриманих результатів:

– синтезована система керування контуром збудження синхронного

генератора, яка дозволяє підтримувати вихідну напругу електромеханічного

комплексу при підключенні споживачів співставної потужності з різко змінним

навантаженням;

– удосконалено методику розрахунків енергетичних показників силових

схем збуджувачів, що дало змогу визначити їх параметри;

– розроблено алгоритм керування контуром збудження

електромеханічного комплексу, який відрізняється від відомих тим, що зміну

силової схеми та параметрів контуру збудження виконують в функції величини

і знака похідної електромагнітного моменту за кутом навантаження генератора

при підключенні споживачів співставної потужності;

– розроблено методику визначення залежності ємності накопичувачів

енергії при відомих параметрах синхронного генератора, що дозволяє отримати

необхідну швидкодію режимів збудження;

21

– удосконалено методику математичного опису електромеханічного

комплексу на базі синхронного генератора з ємнісним накопичувачем енергії

для розрахунків динамічних характеристик.

Результати роботи пройшли експериментальну перевірку в умовах

науково-дослідних лабораторій кафедри «Електротехніки та електромеханіки»

Дніпровського державного технічного університету. Отримані

експериментальні дослідження підтверджують основні теоретичні положення

дисертації.

Результати дисертаційної роботи використовуються в наукових

дослідженнях і в навчальному процесі Дніпровського державного технічного

університету при виконанні дипломних проектів і випускних кваліфікаційних

робіт здобувачів за освітньо-професійною програмою другого (магістерського)

рівня вищої освіти за спеціальністю 141 – Електроенергетика, електротехніка та

електромеханіка.

Розроблений випробувальний стенд використовується для проведення

лабораторних занять здобувачів вищої освіти першого (бакалаврського) та

другого (магістерського) рівнів зі спеціальності 141 – Електроенергетика,

електротехніка та електромеханіка. Схемотехнічні рішення, які отримані в

дисертації, упроваджені на електротехнічному комплексі НВО «Дніпрофмаш»,

що підтверджено відповідними актами впровадження.

Особистий внесок здобувача. Автор самостійно сформулював мету і

задачі дослідження, наукову новизну і практичне значення отриманих

результатів, особисто виконав теоретичну частину роботи, брав безпосередню

участь у розробці випробувального обладнання та проведенні

експериментальних досліджень.

У наукових роботах, опублікованих у співавторстві, авторові належить:

[45, 54, 70, 93] – дослідження впливу ЄНЕ в контурі збудження СГ на процес

стабілізації вихідної напруги автономної генеруючої установки при

22

підключенні споживачів значної потужності; [53] – виконання аналітичного

опису процесів в СГ з ЄНЕ в контурі збудження; [56, 84] – розробка схеми

тиристорного збудження СМ із застосуванням ЄНЕ для стабілізації вихідної

напруги та отримання аналітичного виразу величини ємності для забезпечення

необхідної швидкодії при коливальному розряді конденсатора; [57, 124] –

дослідження енергетичних показників та експлуатаційних характеристик

статичних збуджувачів (СЗ) і розробка несиметричної мостової схеми

збуджувача з ЄНЕ; [62] – вплив ЄНЕ в контурі збудження на швидкодію

режимів самозбудження СГ; [76, 110] – проведення порівняльного аналізу

процесів стабілізації вихідної напруги в існуючих генеруючих установках та в

запропонованій схемі з ЄНЕ; [85, 86, 102] – розробка моделі енергообмінних

процесів контуру збудження між контурами СГ і проведення

експериментальних досліджень режимів роботи ЕМК; [107] – дослідження

впливу розроблених пристроїв з ЄНЕ в контурі збудження СГ на перехідні

процеси стабілізації напруги і підвищення стійкості його роботи при

підключенні споживачів значної потужності; [121, 122] – проведення

порівняльної оцінки ефективності гасіння магнітного поля СМ з

вентильноємнісним збудженням в режимі КЗ на затискачах статора СГ.

Апробація результатів дисертації. Основні положення, результати та

висновки дисертаційної роботи доповідалися, обговорювалися та отримали

позитивну оцінку на таких конференціях: Міжнародній науково-технічній

конференції «Проблеми гірничо-металургійної промисловості» (Кривий Ріг,

2009 р.); Міжнародній науково-технічній конференції «Проблеми

енергоресурсозбереження в електротехнічних системах. Наука, освіта і

практика» (Кременчук, 2010 р.); науково-технічних конференціях

«Информационные технологии в управлении сложными системами»

(Дніпропетровськ, 2011, 2013 рр.); Міжнародних науково-технічних

конференціях «Проблеми автоматизованого електроприводу. Теорія і

практика» (Одеса, 2011 р., Миколаївка, Крим, 2012 р.); Міжнародній науково-

23

технічній конференції «Проблеми підвищення ефективності

електромеханічних перетворювачів в електроенергетичних системах»

(Севастополь, 2012 р.); науково-технічній конференції молодих спеціалістів на

ПАТ «Дніпровський металургійний комбінат» «Дзержинка–2012»

(Дніпродзержинськ, 2012 р.); науково-технічних семінарах енергетичного

факультету Дніпродзержинського державного технічного університету

(Дніпродзержинськ, 2010–2013 рр.); Інноваційних форумах на ПАТ

«Дніпровський металургійний комбінат» (Кам’янське, 2015, 2016 рр.);

Міжнародних науково-практичних конференціях «Inżynieria i technologia»

(Закопане, Польща, 2016 р., Гданськ і Варшава, Польща, 2017 р.); Міжнародній

науково-технічній та навчально-методичній конференції «Енергетичний

менеджмент. Стан та перспективи розвитку» (Київ, 2017 р.). Матеріали

дослідницької роботи були представлені на конкурсі «На здобуття премій НАН

України для молодих учених і студентів вищих навчальних закладів за кращі

наукові роботи» (Київ, 2011) були відзначені Грамотою Президії НАН України.

Робота обговорювалася та була схвалена на засіданні науково-технічного

семінару «Електромагнітні та електромеханічні процеси в електричних

машинах та апаратах» Кременчуцького національного університету імені

Михайла Остроградського при Науковій раді НАН України з комплексної

проблеми «Наукові основи електроенергетики» (2017).

Публікації. Основні результати дисертації опубліковані у 20 друкованих

працях, з них 1 – стаття у фаховому виданні України, занесеному до

міжнародних наукометричних баз даних (Scopus, Index Copernicus, eLIBRARY,

Ulrich’s Periodicals Directory, DRIVER, Bielefeld Academic Search Engine

(BASE), WorldCat, Electronic Journals Library, DOAJ, EBSCO, Research Bib,

American Chemical Society, CrossRef), 1– стаття у фаховому виданні України,

занесеному до міжнародної наукометричної бази даних (Science index), 3 –

статті у закордонних виданнях, занесених до міжнародної наукометричної баз

даних (Science index), 9 – статей у фахових виданнях України, 6 – тез

24

опубліковано в збірниках матеріалів конференцій. Дві роботи опубліковані без

співавторів.

Структура та обсяг дисертації. Повний обсяг дисертації становить 202

сторінки друкованого тексту та містить анотацію, вступ, чотири розділи,

висновки, список використаних джерел і сім додатків. Основна частина

викладена на 145 сторінках. Список використаних джерел із 128 найменувань

на 16 сторінках. Дисертація містить 61 рисунок і 12 таблиць, з них 23 рисунки

повністю займають 15 сторінок.

25

РОЗДІЛ 1

ЗАГАЛЬНА ХАРАКТЕРИСТИКА АВТОНОМНИХ ДЖЕРЕЛ

ЕЛЕКТРОЖИВЛЕННЯ

Метою досліджень, результати яких наведено у цьому розділі, було

встановлення міри вивченості проблем підвищення надійності

електропостачання та забезпечення передачі потужності необхідної величини.

Для досягнення поставленої мети вирішувалися наступні завдання: огляд

літературних даних і системний аналіз наукових підходів до досліджень в

цьому науковому напрямі; виявлення різних поглядів на обговорювані

питання, встановлення взаємозв'язків матеріалів різних дослідників і

закономірностей систем керування електротехнічними комплексами;

виявлення проблемних і дискусійних ситуацій.

1.1 Аналіз стану вивченості проблеми

За результатами проведеного аналізу існуючих джерел електроживлення

в роботах Родькіна Д. Й., Комарова Д. Т., Артамонова В. В., Гладиря А. І.

[1–3], доведено про необхідність розв’язання наступних задач: дослідження

процесів в різних режимах роботи синхронного генератора, зокрема і

аварійних; підвищення стійкості роботи синхронного генератора в складі

електромеханічного комплексу при підключенні споживачів співставної

потужності з різко змінним навантаженням; розробка нових систем

автоматичного регулювання збудження з використанням ємнісних

накопичувачів енергії; випробування та налагодження реальних фізичних

систем регулювання збудження для електромеханічних комплексів.

Для підвищення стійкості СГ АГУ та стабілізації вихідної напруги на

затискачах статора застосовують релейне або параметричне форсування

напруги збудження та системи автоматичного регулювання збудження (АРЗ).

26

Однак, у випадках природних катастроф та стихійних лих при

підключенні споживачів співставної потужності, наприклад, асинхронних

двигунів з коротко замкненим ротором СГ втрачають стійкість із-за

інерційності контуру збудження, значного динамічного падіння напруги та її

тривалості, що призводить до відключення захисту мінімальної напруги,

попередньо підключених споживачів, за час рівний від 0,5 до 1,5 с при знижені

напруги до 0,7Uн [4].

Незважаючи на високу швидкодію тиристорних збуджувачів із-за

інерційності контуру збудження СГ відбувається аперіодичне запізнювання

струму збудження, що часто є причиною втрати стійкості СГ. Тому

підвищення швидкодії форсування режимів досягається за рахунок

застосування випереджаючої фази напруги збудження і підвищення

кратності напруги збудження. Крім того, підвищення швидкодії режиму

форсування може досягатися за рахунок зменшення інерційності каналів

виміру і керування напругою [5, 6, 7].

Наприклад, в [5] запропоновано пристрій, в якому підвищення

швидкодії забезпечується за рахунок подвійного диференціювання

електрорушійної сили тахогенератора, з’єднаного з СД, внаслідок чого

форсування збудження проводиться у функції потужності прокатки.

Подальше підвищення швидкодії форсувального режиму СГ можливе

перемиканням секцій ОЗ з послідовного на паралельне з'єднання при

незмінному рівні напруги збудження [6]. Технічна реалізація такого

пристрою вимагає вживання розділових і комутуючих діодів і ключових

елементів. Крім того, обмотка збудження СГ повинна бути секціонованою.

Для синхронних машин (СМ) з різко змінним навантаженням,

запропонований спосіб, згідно якому для підвищення швидкодії

регулювання збудження вимірюють величину обертового моменту та

використовують її як регулюючий параметр [7].

Однак застосування відомих способів і пристроїв форсування напруги

збудження не забезпечує зниження інерційності самого контура збудження,

27

тобто струм в обмотці збудження завжди має аперіодичне запізнювання по

відношенню до напруги форсування, що в результаті визначає стійкість

синхронного генератора.

Існуючі методи аналізу електромашинновентильних систем генерування

електроенергії не враховують вплив ЄНЕ тому не вирішують всіх

перерахованих вище задач, що робить необхідним дослідження таких систем.

Для підвищення динамічної cтійкості СГ необхідно компенсувати

електромагнітну інерційність контуру збудження синхронного генератора

шляхом вмикання ємнісних елементів в інерційний контур, наприклад,

ємнісних накопичувачів енергії.

Для розв’язку сформованих вище задач необхідним є створення

математичних моделей електромеханічних комплексів генерування

електроенергії, які би адекватно відображали процеси у всіх елементах системи,

зокрема: в системі збудження з напівпровідниковими перетворювачами в

поєднанні з ємнісними накопичувачами енергії, автоматичних регуляторах

збудження; реальні характеристики вихідних параметрів генеруючої

установки автономної системи електропостачання.

Сучасні досягнення у виробництві силових конденсаторів та

напівпровідникової техніки створили передумови для розробки ефективних

систем керування ЕМК з ємнісним накопичувачем енергії у контурі збудження

в сполученні з вентильними перетворювачами.

Значний внесок в розвиток теорії і практики автономних генеруючих

установок та систем збудження зробили вітчизняні та зарубіжні вчені

Родькін Д. Й. [3], Торопов А. К. [10], Коваль Ю. І. [12], Соловйов І. І. [13],

Мазуренко Л. І. [20], Глебов І. А. [23, 52, 59], Bansal R. C. [28], Chan T. F. [31–

33], Куцик А. С. [34, 40, 51], Вишневський Л. В. [37], Абрамович Б. Н. [44],

Eberly Th. W. [81] та інші, що дозволило розв’язати задачі щодо аналізу

процесів в статичних та динамічних режимів роботи синхронних машин, як в

режимі двигуна так і генератора.

28

Проте малодослідженими залишаються питання режимів роботи ЕМК на

базі СГ при підключенні споживачів з різко змінним характером

навантаженням з нерегульованим електроприводом (насоси-качалки, приводи

механізмів на фермерських господарствах, зокрема птахофабриках та ін.). У

даному випадку для компенсації інерційності доцільно використовувати ЄНЕ в

ОЗ, для забезпечення стабілізації вихідної напруги СГ за рахунок підвищення

швидкодії режимів керування контуром збудження, що вимагає розробки нових

технічних рішень.

Весь комплекс раніше вирішених теоретичних і практичних задач в

роботах Шокарева Д. А., Торопцева Н. Д., Глебова І.А. ті ін. [10, 11, 13, 16,

23] не дозволяє почати розробку і широке впровадження систем управління з

накопичувачами енергії для ЕМК на базі синхронних генераторів, оскільки

відсутні надійні і ефективні рішення схемотехнічних систем збудження з

ємнісними накопичувачами енергії. Їх відсутність пояснюється тим, що

недостатньо повно розроблені теоретичні питання впливу ємнісних

накопичувачів енергії на квазістатичні і динамічні характеристики генеруючих

установок, рівень виникаючих перенапружень на обмотці збудження, вибір

раціональних параметрів накопичувачів енергії і додаткових елементів контуру

збудження, а також на перехідні процеси в різних режимах роботи ЕМК.

Для підвищення енергетичної ефективності функціонування СГ шляхом

забезпечення надійності електроживлення споживачів співставної потужності

та покращення енергетичних і експлуатаційних показників ЕМК запропонована

система збудження з ємнісним накопичувачем енергії в контурі збудження

генератора.

1.2 Загальні відомості про джерела електроживлення

В залежності від роду первинного джерела енергії автономні джерела

енергії можуть приводитись до руху двигунами наступних типів:

29

гідравлічними; внутрішнього згорання (з дизельним і бензиновим паливом);

рідинними реактивними; газовими турбінами та ін. [1].

До складу джерел електроживлення входять:

1) первинне джерело механічної енергії;

2) перетворювач механічної енергії в електричну;

3) система збудження й регулювання вихідних параметрів.

Використання автономних систем електропостачання для

сільськогосподарських, комунальних та промислових підприємств полягає в

забезпеченні умов для підвищення надійності роботи народногосподарських

об’єктів в ситуаціях децентралізованого електропостачання, відсутності

необхідності або можливості побудови ліній електропередач, а також

пов’язаних з системним порушенням електропостачання. Застосування

серійних мобільних автономних джерел резервного електроживлення на базі

транспортних засобів [1, 3], наприклад, ПАЕС-2500, ЕСД, АСДА у випадку

виникнення надзвичайної ситуації може виявитись не достатнім для

забезпечення надійного електропостачання при посадках напруги на статорі в

результаті підключенні споживачів значної потужності [2, 3].

В автономних системах електропостачання можуть застосовуватись

синхронні та асинхронні генератори, а також машини постійного струму.

Використання таких джерел живлення можливо при належному врахуванні

особливостей споживачів в умовах децентралізованого електропостачання та

аварійних ситуаціях. Для таких споживачів найчастіше характерна

потужність 100–150 кВт та вище, коли їх сумарна потужність співмірна з

потужністю генеруючої установки (табл. 1.1).

Основним джерелом електропостачання дизельні генератори

використовуються для автономних об’єктів: будівельні майданчики,

різноманітні виробництва, ремонтно-відновлювальні роботи, військові

частини, сільські райони східної України в зоні проведення АТО, бурові і

насосні станції, ферми, птахофабрики та ін. В табл. 1.1 наведено технічні

характеристики силових споживачів великої потужності при автономних та

30

аварійних умовах живлення за даними компанії «Вент Заводы» [8] м. Київ за

2017 р.

Таблиця 1.1 – Силові споживачі потужністю 100 і більше кВт

Тип споживача Подача, м3/год

Напір, м

Потужність, кВт

Частота обертання,

об./хв. Насос Х 150-125-400 з ел.двигуном 5AM 280 S4 110 кВт

200 50 110 1450

Насос Х 150-125-400 з ел.двигуном АВ 280 S4 110 кВт

200 50 110 1450

Насос 1Х 250-200-500а с эл.двигателем АВ 280 М4 132 кВт

450 63 132 1450

Насос Х 100-65-315 з ел.двигуном 5АM 315 S2 160 кВт

100 125 160 2900

Насос 1Х 250-200-500 з ел.двигуном ВАО2-280 L4 200 кВт

500 80 200 1450

Насос 1Х 250-200-500а з ел.двигуном 5AИ 355 S4 250 кВт

450 63 250 1450

Насос 1Х 250-200-500 з ел.двигуном ВАО2-315 L4 315 кВт

500 80 315 1450

Насос 2СМ 250-200-400/4а (132,0/1500)

760 42,5 132,0 1500

Насос 2СМ 200-150-500/4 (160,0/1500)

400 80 160,0 1500

Тепловентилятор КЭВ-90Т20Е 6000 - 87,5 1350

Тепловентилятор КЭВ-100Т20Е 6000 - 100 1350

Допоміжним (резервним) джерелом електропостачання дизельні

електростанції використовуються на об’єктах, де необхідно надійне

безперебійне енергозабезпечення (державні установи, торгові центри, великі

промислові підприємства, різноманітні виробництва, школи, лікарні, банки,

готелі, стадіони та ін.).

31

У таких ситуаціях може бути не обов'язковим виконання жорстких

вимог до якості електричної енергії й вимог виконання стандартів якості

електроенергії [1, 2].

Наведені вимоги до генеруючих установок на базі асинхронних

генераторів (АГ) є неприпустимо заниженими [1]:

- коливання напруги живлення ±20–30 % від номінальної;

- коливання частоти напруги живлення -25–30 % від номінальної

(50Гц);

що є суттєвим недоліком генеруючої установки на базі АГ.

Відповідно до [9] вищенаведене дозволяє сформувати основні вимоги

до якості електричної енергії:

- мережі електроживлення можуть бути однофазними або трифазними

з рівнем напруги 0,23–0,4 кВ;

- електрична машина з напругою 0,23–0,4 кВ із системою збудження;

- коливання напруги живлення ±5–10 % від номінальної;

- коливання частоти напруги живлення ±0,2–0,4 Гц від номінальної

(50 Гц).

Аналіз порівняльних даних дозволяє сформувати основні вимоги до

автономних генеруючих установок на базі синхронних машин:

- мережі автономного електроживлення можуть бути однофазними або

трифазними з рівнем напруги 220–380 В;

- електрична машина в якості автономного джерела живлення з

напругою 0,23–0,4 кВ із системою збудження;

- коливання напруги живлення ±10–20 % від номінальної при скиданні

і накиданні навантаження;

- коливання частоти напруги живлення ±0,5 % від номінальної (50 Гц)

при діапазоні завантаження 100–25 %, при завантаженні менше 25 % - не

більше 1,0 %; максимальне відхилення частоти вихідної напруги після

миттєвого скидання і накидання навантаження 0–100 % не більше 6 %.

32

Однак коливання напруги генеруючої установки можна суттєво

зменшити застосовуючи в якості джерела електричної енергії ЕМК на базі

синхронного генератора з ЄНЕ в контурі збудження.

Залежно від складу електроустаткування споживачів й умов запуску ці

параметри повинні уточнюватися убік підвищення вимог до напруги й

частоти.

Функціональна схема ЕМК автономного джерела електроживлення

(АДЕ) може мати такий вигляд (рис.1.1):

- поряд з використанням трифазної мережі електроживлення можливе

використання однофазної мережі змінного струму для живлення споживачів

з асинхронними однофазними двигунами й освітлювальним навантаженням;

- однофазної мережі постійного струму для живлення перетворювачів

частоти й споживачів з двигунами постійного струму.

Рисунок 1.1 – Функціональна схема ЕМК автономного джерела

електроживлення

З огляду на існуючу в цей час матеріально-технічну оснащеність,

умови експлуатації, рівень кваліфікації обслуговуючого персоналу

підприємств, виникає задача максимального спрощення системи збудження й

регулювання вихідних параметрів.

33

1.3 Електромеханічний комплекс на базі машин постійного струму

При створенні автономних джерел електроживлення в якості

первинного двигуна як правило використовують теплові двигуни

транспортних засобів: великовантажних автомобілів, тепловозів, а в деяких

випадках і звичайних автомобілів.

У випадку споживачів постійного струму доцільно використовувати

генератори системи “Г-Д”, які хоча морально вже застаріли проте ще

використовуються на підприємствах або знаходяться в гарячому резерві,

оскільки вони оснащені відповідними системами керування і регулювання

вихідної напруги на базі електромашинних або напівпровідникових

перетворювачів. Електропривод, виконаний по системі “ТП-ДПС”, без

особливих капітальних вкладень може бути використаний в системі

аварійного джерела електроживлення при його агрегатуванні з тепловим

первинним двигуном.

У транспортних пристроях широке застосування знайшли тягові двигуни

постійного струму. Із цієї причини й установки, що генерують, мають вихід на

постійному струмі. Тому необхідні спеціалізовані модулі зв'язку для

узгодження напруги й частоти споживачів змінного струму [10, 11].

У якості джерела механічної енергії для створення автономної генеруючої

установки (АГУ) можуть бути використані:

- тепловози з електричною трансмісією, що представляють собою

електростанцію на колесах з відповідними параметрами електроенергії;

- бульдозери, тягачі великої потужності, великовантажні автосамоскиди з

електромеханічною трансмісією;

- промислові й сільськогосподарські трактори, самохідні комбайни із

пристроями для відбору потужності;

- автомобілі різноманітного застосування і призначення з

карбюраторними і дизельними двигунами.

34

Це означає, що практично всі системи транспортних засобів з тепловими

двигунами придатні для вище сформульованої мети створення джерел

автономного електроживлення [12]. Пристосовуваність зазначених

електромеханічних систем для кола електроживлення різна, різні технічні

прийоми для реалізації АДЕ.

Аналізуючи автономні джерела можна відзначити наступне. У

транспортних системах дотепер використовуються тягові двигуни постійного

струму.

В якості модулів зв'язку можуть використовуватися мотор - генераторні

перетворювачі. Генератор постійного струму при цьому підключається до

виходу енергосилової установки.

В транспортних системах із трансмісією змінного струму зв'язок зі

споживачем електричної енергії може здійснюватися на пряму з живленням від

бортового перетворювача частоти.

Відомо, що якщо генератор постійного струму (рис. 1.2) працює

без послідовної обмотки збудження (ОЗ), то напруга на його затискачах

підпорядковується виразу

Uг=Ег – IгRя . (1.1)

У дійсності зовнішні характеристики Uг=f(Iг) у силу насичення сталі є

нелінійними [13].

Оскільки струм збудження Iсз в обмотці генератора із

самозбудженням (ОСЗ) залежить від напруги Uг на його затискачах,

результуюче зниження напруги може бути значним при номінальному струмі

Iг.ном. Для компенсації спадання напруги в коло якоря вмикають послідовну

обмотку збудження OЗ, що створює додаткове збудження. Результуюча м.р.с.

збудження від струмів паралельної й послідовної обмоток забезпечує

номінальну напругу Uг,ном=Uг,х на виводах генератора при номінальному

струмі Iг.ном. Таким чином, зовнішня характеристика генератора Uг=f(Iг) значно

поліпшується.

35

Рисунок 1.2 – Схема компаундування генератора постійного струму

Проведені дослідження показали, що ні Державна служба надзвичайних

ситуацій (ДСНС), ні тим більше, підприємства не мають на своєму балансі

електроінструментів, вимогливих до якості електроенергії. Здебільшого,

використовуються промислові шліфувальні машини, дрилі, перфоратори,

повітродувки і т. д.

Отже, найбільш доцільним для джерел постійного струму є застосування

саме тиристорного інвертора напруги, як найбільш дешевого, простого і

надійного у порівнянні з біполярними транзисторами з ізольованим затвором

(IGBT), польовими транзисторами з ізольованим затвором (MOSFET),

запираючими тиристорами (GTО, IGCT). Переваги традиційних

напівкеруючих тиристорів більш вагомі у порівнянні з їх недоліками для

вирішення задачі створення АДЕ [14, 15].

Приклад схеми джерела автономного електроживлення на базі генератора

постійного струму наведено на рис. 1.3.

Інвертор напруги працює по закону U/Z = const, де U – вихідна напруга

інвертора, а Z – величина повного опору навантаження. Регулювання вихідної

напруги інвертора UZ здійснюється зміною вхідної напруги, тобто вихідної

напруги генератора Uг, шляхом зміни струму збудження в паралельній обмотці

збудження генератора (ОЗГ2).

36

ОЗГ

2

Рисунок 1.3 – Принципова схема АДЕ на базі генератора постійного

струму

Для цього в електричне коло паралельної обмотки вводиться

транзисторний ключ VT, який зміною ширини шпаруватості імпульсу регулює

величину напруги Uв2, підведеної до ОЗГ2. З урахуванням того, що у всіх

моделях генератора, які використовуються в тепловозах [14] вихідна напруга

Uг більша 380 В, то генератор в режимі АДЕ буде майже весь час працювати з

ослабленим магнітним полем.

Робота системи керування інвертором напруги зводиться лише до

розподілення керуючих імпульсів між тиристорами тиристорного

перетворювача UZ; ніякого регулювання вона не здійснює, окрім підтримки

частоти 50 Гц.

В якості зворотних зв’язків використовуються: струм навантаження

інвертора І, вихідна напруга інвертора U і частота інвертованої напруги f.

Однак, стримуючим фактором при використанні автономних джерел

електроживлення на базі машин постійного струму є різна інерційність каналів

керування (обмотка збудження) і збурення (електричне коло якоря).

Аналізуючи машини постійного струму з’ясовано, що для них необхідні

спеціалізовані модулі зв'язку, установлювані між енергосиловою установкою й

промисловою мережею які слугують для енергетичного узгодження по напрузі

й частоті двох енергетичних об'єктів.

37

1.4 Електромеханічний комплекс на базі асинхронних машин

Питання застосування джерел електроживлення можуть вирішуватися

різними шляхами. Ефективність застосування асинхронної машини (АМ), яка

працює в режимі генератора, багато в чому визначається характером

навантаження автономної установки й особливо, властивостями системи

збудження й регулювання напруги. Асинхронна машина завдяки своїй

конструктивній досконалості, особливо у варіанті з короткозамкненим ротором,

незначними габаритами і масі одержала найбільше поширення серед всіх

електричних машин [16,17].

Асинхронні машини застосовуються в електромеханічних установках, що

працюють як паралельно до мережі, так і в автономному режимі.

Перспективність використання таких установок, обумовлену перевагами

асинхронної машини, обґрунтовано в [18, 20, 21]. В табл. 1.2 наведені вартість і

характеристики трифазних асинхронних машин з короткозамкненим ротором

загальнопромислового призначення з синхронною швидкістю обертання

1500 об./хв. [8].

Таблиця 1.2 – Основні параметри асинхронних машин серії АИР

Тип асинхронни

х машин

Потуж-ність, кВт

Напруга, В

Струм, А

Часто-та, Гц

ККД Вартість, у.о.

Вартість СЗ, у.о.

Маса, кг

АИР 250 M4 90 380/660 170 50 93,3 1526 76 485 АИР 280 S4 110 380/660 207 50 93,8 2255 113 731 АИР 280 S4 132 380/660 244 50 93,8 2448 122 710 АИР 315 М4 160 380/660 297 50 94,8 3627 145 1053 АИР 315 М4 200 380/660 369 50 95,0 4247 170 1243 АИР 355 S4 250 380/660 440 50 95,5 5463 219 1720 АИР 355 М4 315 380/660 550 50 95,8 6199 248 1870 А 355 SМC4 355 380/660 652 50 95,9 7538 302 2060 4АН 355 М 400 380/660 734,65 50 96,0 8493 340 2376

Як доведено асинхроннi генератори потужністю до 100 кВт мають кращі

масогабаритні та вартісні показники [3, 22].

38

Однак, в генераторному режимі асинхронна машина великої потужності

порівняно з синхронною застосовується рідше через ряд стримуючих факторів:

круто падаючої зовнішньої характеристики і недоліків конденсаторного

збудження [17, 23].

Характерною особливістю асинхронних генераторів є їх неспроможність

створювати намагнічуючий струм для створення магнітних полів, тому вони

працюють при наявності сторонніх джерел збудження. В якості такого джерела

може використовуватись електрична мережа. При роботі в генераторному

режимі асинхронна машина споживає із мережі реактивну потужність, а

активну віддає до споживачів [11, 16].

При роботі АГ на автономне навантаження збудження може бути

виконане двома способами:

– живлення через контактні кільця роторної обмотки струмами низької

частоти (незалежне збудження за ротором);

– підключенням паралельно до статорних обмоток конденсаторів або

синхронних компенсаторів (статорне самозбудження).

В першому випадку для збудження необхідне спеціальне джерело

електроживлення низької частоти, що суттєво ускладнює і здорожує всю

систему. Необхідність застосування джерела конденсаторного збудження із

плавним регулюванням ємнісного струму є стримуючим чинником для

повсюдного застосування. При цьому виникає проблема стабілізації вихідної

напруги асинхронного генератора при пуску асинхронних двигунів. До того в

залежності від кількості увімкнених споживачів та їх потужності повинна

змінюватись величина ємності [19].

З огляду на вищесказане, в асинхронних генераторних установках

необхідно використовувати системи збудження, які б забезпечували збудження

АГ з метою формування заданої напруги на виході, а також, в ряді випадків

необхідного соsφ. Зазначимо, що в багатьох випадках, зокрема у

вітроенергетичних та автономних установках, для кращого відбору потужності

від рушія необхідним є і регулювання швидкості АГ [24, 25, 26, 27].

39

В автономних асинхронних генераторних установках широко

використовуються системи самозбудження АГ за допомогою конденсаторів [16,

18, 20, 22, 28, 29]. Регулювання збудження, в цьому випадку може

здійснюватися зміною струму, що протікає через конденсатор, зміною ємності

конденсаторів (дискретне регулювання, або вмиканням додаткових

регульованих споживачів реактивної енергії (індуктивних компенсаторів)).

Використовують також системи з нерегульованим конденсаторним збудженням

[30, 31–33].

Необхідність застосування конденсаторних батарей обумовлена самою

ідеєю створення джерел енергоживлення. Джерела електроживлення із

системами регулювання ємнісної складової струму можна розділити на

наступні [2, 3, 19]:

– автономні джерела з нерегульованими конденсаторними батареями;

– автономні джерела з релейними регуляторами ємнісних конденсаторних

батарей;

– системи із плавним регулюванням збудження, що дозволяють швидко

й плавно регулювати ємність конденсаторних батарей у широкому діапазоні.

Класичний варіант схеми генераторної установки з дискретним

регулюванням збудження шляхом вмикання різної кількості конденсаторних

батарей (один з перших варіантів таких схем розроблено в Інституті

електродинаміки HAH України) показано на рис. 1.4. В даній схемі одна

батарея конденсаторів Сзбп під’єднана постійно, а інші батареї (Сзб1 – CзбN) -

під'єднуються напівпровідниковими вимикачами залежно від навантаження з

метою стабілізації вихідної напруги генератора [34, 35, 36].

Недоліком систем збудження з дискретним регулюванням є низька

точність підтримання вихідної напруги (через ступеневий характер

регулювання збудження), необхідність спеціальної комутаційної апаратури для

під'єднання конденсаторних батарей, низька швидкодія регулювання та

погіршення динамічних характеристик через процеси перезаряду

конденсаторів.

40

Рисунок 1.4 – Схема генераторної установки з дискретним регулюванням

збудження

Іншим способом регулювання збудження асинхронних машин є вмикання

некерованих джерел реактивної потужності у поєднанні з її регульованими

споживачами – ідуктивним навантаженням, або індуктивними компенсаторами

[16, 37, 38, 39, 40]. Такі схеми відносяться до класу схем регулювання

збудження із статичними компенсаторами реактивної потужності.

Недоліком даних схем є дещо нижчий ККД за рахунок додаткових втрат

енергії в статичних компенсаторах.

В деяких випадках можуть використовуватись комбіновані схеми

регулювання збудження АГ з використанням регульованих джерел реактивної

енергії (конденсаторних батарей зі змінною ємністю) та регульованих

статичних індуктивних компенсаторів.

Таким чином, асинхронні генератори, не дивлячись на простоту

конструкції вимагають спеціальних регуляторів ємнісного струму у вигляді

конденсаторних батарей, комутуючої апаратури, мають проблему стабілізації

напруги та частоти при пуску асинхронних двигунів значної потужності.

Суттєвим недоліком асинхронного генераторного комплексу (АГК) є низька

перевантажувальна здатність [22, 41]: безаварійна робота АГК можлива при

підключенні АД – РАД / РG ≤ 0,2; для двигунів постійного струму ДПС –

РДПС / РG ≤ 0,4; для споживачів із статичним навантаженням – РС / РG ≤ 0,6.

41

В системах з асинхронними генераторами з ємнісним збудженням

можливості, щоб регулювати струм збудження практично немає. З цієї причини

використання АГ вимагає застосування засобів для створення струму

намагнічення, що реалізується, як правило, за допомогою конденсаторних

батарей. У випадку роботи АГ паралельно до мережі струм намагнічення може

братися з мережі, що не завжди є допустимим [1, 11, 16].

1.5 Електромеханічний комплекс на базі синхронних генераторів

Процес розвитку електричних машин автономних джерел живлення

нерозривно пов'язаний зі збільшенням вимог до них, що спричиняє

ускладнення експлуатації.

В даний час ведуться розробки зі створення нових типів синхронних

генераторів, а також удосконалення і впровадження нових видів систем

збудження і керування. Можливість поєднання комплексу різноманітних вимог

в одній машині може бути досягнута шляхом створення і впровадження нових

типів синхронних електричних машин і удосконалення відомих конструкцій,

які відповідають сучасним потребам [12, 23]. Це, в свою чергу, обумовлює

необхідність розробки їх теорії, методів розрахунку і експериментального

дослідження синхронних генераторів, зокрема, в якості автономних джерел

електроенергії.

На відміну від асинхронних синхронні генератори мають можливість

глибокого незалежного регулювання струму збудження при просіданні напруги

на статорі в результаті підключення споживачів співставної потужності.

В якості електромеханічного комплексу АСЕ на базі СГ найбільш

прийнятними є синхронні генератори з самозбудженням типів ЕСС5 та ГС [2].

Основні параметри синхронних генераторів даної серії наведені в табл. 1.3 [8,

42].

42

Таблиця 1.3 – Основні параметри синхронних генераторів

Тип синхронного генератора

Потуж-ність,

кВт/кВ·А

Напру-га, В

Струм, А

Часто-та, Гц

ККД Вартість, у.о.

Вартість пристроїв збуджен-

ня, у.о.

Маса, кг

ЕСС–92–4У2

60/75 230/400 188,5/108 50 90,5 1453 73 495

ЕСС–93–4У2

75/93,7 230/400 235/135 50 91 1454 73 544

ЕСС–91– 4/М201

100 230/400 313/180 50 92 1938 97 725

ГС–100–400 100 400 180 50 92,5 1938 97 542 ГС–200– 400 200 400 360 50 94 3878 155 890 ГС–315–400 315 400 570 50 95 6105 244 1230 ГС–400–400 400 400 723,6 50 95 7752 310 1562 ГС–500–400 500 400 900 50 95 9690 388 1750

Як видно із таблиць 1.2 і 1.3 вартість синхронних машин нижча у

порівнянні з асинхронними в діапазоні потужностей понад 100 кВт.

Результати порівняння вартості синхронних та асинхронних генераторів

різних потужностей з урахуванням пристроїв збудження наведені на рис. 1.5.

Рисунок 1.5 – Залежність вартості електричних генераторів від

потужності із пристроями збудження:

1 – для синхронних генераторів; 2 – для асинхронних генераторів

43

Залежності маси синхронних та асинхронних генераторів із пристроями

збудження від потужності наведені на рис. 1.6, 1.7.

500

1000

1500

2000

100 200 300 400

М, кг

кВт

2

1

Pн,

Рисунок 1.6 – Залежність маси синхронних та асинхронних генераторів із

пристроями збудження від власної потужності:

1 – для синхронних генераторів; 2 – для асинхронних генераторів

Рисунок 1.7 – Співвідношення кратності маси та потужності синхронних та

асинхронних генераторів із пристроями збудження:

1 – для синхронних генераторів; 2 – для асинхронних генераторів

44

Як показують графічні порівняння, маса синхронних генераторів із своїми

пристроями збудження в діапазоні потужностей понад 100 кВт приблизно в

1,4–1,5 рази менша, чим в асинхронних. Синхронні генератори мають в

1,3–1,7 кращі техніко-економічні показниками у порівнянні з асинхронними на

потужностях понад 100 кВт, що обґрунтовує їх перевагу у використанні в

електромеханічних установках [43].

В табл. 1.4 наведено характеристики навантажень деяких

сільськогосподарських об’єктів [39] для живлення яких може бути

використано електромеханічний комплекс на базі СГ. В табл. 1.5 наведено

навантаження електроприймачів сількогосподарських підприємств, що підлягає

резервуванню від автономних джерел (дизельних електричних станцій (ДЕС))

[39].

Таблиця 1.4 – Електричні навантаження виробничих споживачів

Денний максимум навантаження

Вечірній максимум навантаження

Активної, кВт

Реактивної, кВар

Активної, кВт

Реактивної, кВар

Об’єкти

Pmax P Qmax Q Pmax P Qmax Q Птахофабрика з виробництва яєць на 200 тис. курей-несучок

1350 1320 1000 940 1350 1320 1000 940

Птахофабрика м’ясного напряму на 250 тис. бройлерів

230 180 100 70 230 180 100 70

Птахоферма: На 10 тис. курей-несучок На 50 тис. курей-несучок

55 280

40 235

40 210

25 170

55 280

40 235

40 210

25 170

Пташник: На 6…7 тис. курчат На 5…6 тис. курей

25 20

10 5

10 10

2 2

25 20

10 5

7

10

1 2

Інкубаторій: 2 інкубатора 10 інкубаторів

20 80

5 25

- -

- -

20 80

5 45

- -

- -

Кормоцех птахоферми на 25…30 тис. курей

25 5 20 4 10 1 7 1

45

Недоліком синхронних генераторів є інерційність обмотки збудження, що

ускладнює стабілізацію вихідної напруги при підключенні споживачів з різко

змінним навантаженням.

Наявність можливих збурюючи впливів призводить до відхилення

вихідної напруги генератора від номінального значення. Тому синхронні

генератори забезпечуються системами АРЗ.

Таблиця 1.5 – Навантаження електроприймачів сількогосподарських

підприємств, що підлягає резервуванню від автономних джерел

Тип підприємства

Виробнича потужність Резервуюче навантаженя, кВт

Потужність (кВт) та число агрегатів ДЕС

Птахофабрики та птахоферми яєчного напряму

20 тис. курей-несучок 100 тис. курей-несучок 200 тис. курей-несучок 300 тис. курей-несучок 400 тис. курей-несучок

60 200 400 600 750

60х1 100х2 100х4 315х2 315х3

Птахофабрика м’ясного напряму

200 тис. курей 0,5 млн. бройлерів 3 млн. бройлерів 6 млн. бройлерів 10 млн. бройлерів

300 400 705 996 1515

200х2 200х2 315х2 315х3 315х5

Комплекси та ферми молочного спрямування

1200 корів 1600…2000 корів

160 200

60х3 100х2

Свиноводчі комплекси та ферми

3 тис. свиней 6 тис. свиней

12 тис. свиней 24 тис. свиней 54 тис. свиней

60 100 200 300 500

60х1 100х1 100х2 315х1 315х2

Основною задачею при використанні синхронних генераторів в якості

складових елементів електромеханічних комплексів є стабілізація вихідної

напруги, при підключенні споживачів співставної потужності [44, 45, 46]. Для

стабілізації напруги генератора при змінному навантаженні можна регулювати

збудження по відхиленню напруги від заданого значення і по збурюючих

46

впливах на синхронний генератор, або використовувати комбінований спосіб

автоматичного регулювання збудження як по збурюючих впливах струму

навантаження, так і по відхиленню напруги статора від заданого значення в

поєднанні з пристроями компенсації інерційності контуру збудження.

В ряді випадків через інерційність самого контуру збудження СГ типові

системи збудження і пристрої АРЗ виявляються недостатньо ефективними,

однак їх обмежені можливості можна суттєво розширити. Найбільш доцільним

засобом усунення даного недоліку є форсування збудження з компенсацією

електромагнітної інерційності контуру збудження шляхом розряду попередньо

зарядженого ємнісного накопичувача енергії в даному контурі з одночасною

подачею форсованої напруги від тиристорного перетворювача з підлеглим

регулюванням. При цьому керування збудженням генератора досягається

зміною структури силового перетворювача та параметрів контуру збудження.

Класифікацію систем збудження СМ показано на рис.1.8 [47, 48].

Рисунок 1.8 – Типи систем збудження СМ

У системах, що реалізують принцип керування за відхиленням та

комбінований принцип керування, в якості автоматичного регулятора

збудження використовується ПІ-регулятор cosϕ . Кут ϕ визначається як кут

зсуву між напругою та струмом статора СГ. Регулятор збудження також

забезпечує захист СГ від випадання з синхронізму шляхом обмеження кута

навантаження.

47

Схеми тиристорного збудження синхронного генератора з незалежним

збудженням і з самозбудженням наведені на рис.1.9.

GТС

АРЗ

ТН

ТС

СКТ

АРЗ

ТН

СКТ

ТП

UгUгДС

0,4 кВ

ВТ

ТП

{

{

{

{

ОЗ

ВТ

ДС

ОЗ

G

а) б)

Рисунок 1.9 – Тиристорні системи збудження прямої дії:

а) з незалежним збудженням; б) з самозбудженням

На рисунку позначено: ВТ – випрямний трансформатор, ТП –

тиристорний перетворювач, G – генератор, ТС – трансформатор струму, ТН –

трансформатор напруги, АРЗ – автоматичний регулятор збудження, СКТ –

система керування тиристорами.

Живлення тиристорних збуджувачів здійснюється або від

узгоджуючого трансформатора ВТ при незалежному збудженні, або з якірного

кола синхронної машини через узгоджуючий трансформатор.

Автоматичний регулятор збудження підключається до вимірювальних

трансформаторів напруги ТН і струму ТС.

Вихідна напруга регулятора збудження надходить на систему керування

тиристорним збуджувачем.

Використання в системах збудження напівпровідникових

перетворювачів забезпечує високу швидкодію регулювання, вони

48

характеризуються простотою і зручністю в обслуговуванні, мають досить

високу надійність і термін служби, а також високий коефіцієнт корисної дії.

Регулювання збудження синхронного генератора здійснюється шляхом

зміни моменту часу (фази) вмикання тиристорів керуючих випрямлячів

збуджувача. Формування імпульсних відпираючих струмів до керуючих

електродів тиристорів здійснюється спеціальною системою керування

тиристорами.

Інший варіант системи збудження синхронного генератора для

електромехнiчого комплексу наведено на рис. 1.10.

До руху на синхронній швидкості СГ приводиться привідним двигуном

(D), в якості якого використовується тепловий двигун.

Обмотка збудження автономного синхронного генератора (G) отримує

живлення від мостового тиристорного випрямляча, який зібраний на 6-ти

вентилях VS1–VS6, гальванійно відділеного від мережі понижуючим

трансформатором Т2. Вмикання тиристорів випрямляча здійснюється через

діоди VD1–VD6, обмежуючі резистори R1, R2 і напівкерований ключ VТ.

Рисунок 1.10 – Система збудження синхронного генератора для

електромехнiчого комплексу

49

Завдання для автоматичного регулятора збудження G формується дросель

трансформатором Т1.1, Т1.2, що забезпечує як врахування режиму холостого

ходу, так і фазового компаундування при підключенні навантаження до

затискачів А, В, С. Інтегральний сигнал датчика АРЗ з виходу випрямляча UZ1

надходить на пороговий елемент А1 (релейний регулятор збудження), який і

керує напівкерованим ключем VТ. Сприятливі умови для режиму

самозбудження генератора гарантуються введенням в схему акумуляторної

батареї GВ, яка вмикається в контур збудження тимчасово за допомогою

контактів КМ1.1, КМ2.2 силового контактора і створюючи початковий струм

збудження машини. Величина даного струму недостатня для спрацювання реле

КА. Останнє своїм розмикаючим блок-контактом шунтує ключ керування

тиристорами моста VТ і резистора R1, покращуючи тим самим протікання

процесу самозбудження при зниженні напруги на обмотці статора генератора.

При досягненні струмом збудження уставки холостого ходу дросель КА

втягується, вимикає акумуляторну батарею і розблоковує вентильний ключ VТ

порогового елементу.

Дана схема працює в релейному режимі шляхом періодичного вмикання і

вимикання електричних кіл керування тиристорами моста. Частота комутації

виходить плаваючою і обмежена частотою генератора, що живить збуджувач.

Максимуми і мінімуми струму збудження незначно відрізняються від середньої

величини, що регулюється датчиком АРЗ, так як інерційність контуру

збудження досить велика. Зворотний негативний зв'язок за струмом збудження,

що подається на регулятор А1, знімається з шунта. Схема відрізняється

простотою і високою надійністю основних вузлів. Крім того, вона не вибаглива

до температури навколишнього середовища.

На підставі проведеного аналізу синхронних генераторів можна зробити

висновок, що вони мають можливість глибокого незалежного регулювання

струму збудження, а відповідно, напруги на затискачах генератора; на відміну

від асинхронних генераторів та генераторів постійного струму, синхронні

генератори можуть переносити значні миттєві перевантаження за потужністю

50

при номінальних значеннях напруги і коефіцієнта потужності, а також

відрізняються більш високою якістю електроенергії.

1.6 Аналіз силових схем напівпровідникових збуджувачів

синхронних генераторів

Сучасні системи збудження у складі автономної електромеханічної

установки є складним взаємозв’язаним комплексом, до складу якого входять

електричні машини, вентильні перетворювачі, системи автоматичного

регулювання, пристрої компенсації інерційності контуру збудження і

надійність роботи якого залежить від надійності кожного з даних елементів.

Відповідно до сучасних вимог до кратності форсування струму або

напруги збудження синхронних машин статичні напівпровідникові

збуджувачі (СНЗ) в номінальному режимі роботи мають великі кути

керування, споживають значну реактивну потужність і створюють

потужність викривлення, тобто мають невисокі енергетичними показники.

Надійність і ефективність процесу гасіння магнітного поля СМ цілком

залежить від можливості інвертування в умовах посадок напруги в

електромережі [49–53]. Крім того, швидкодія режиму форсування струму

збудження цілком визначається сталою часу контуру збудження. Тому

підвищення енергетичних показників і експлуатаційних характеристик

сучасних СНЗ зберігає свою актуальність [54, 55].

Сучасні статичні системи збудження до СГ потужністю більше 100

кВт повинні забезпечувати форсування струму збудження кратністю не

менше 1,4 по відношенню до номінального значення при зниженні до 0,8

номінальної напруги живлення збуджувача або 1,75 номінальної напруги

СНЗ при номінальнім живленні [44, 56, 57].

Найбільше поширення для живлення обмотки збудження СГ отримали

напівпровідникові збуджувачі, що виконуються за трифазною нульовою і

мостовою симетричною схемами випрямлення. При значних коефіцієнтах

51

форсування ці збуджувачі працюють з великими кутами керування (55–60)0,

що веде до значного споживання реактивної потужності і зростанню

масогабаритних показників випрямівного трансформатора.

Тому актуальним питанням є застосування в складі електромеханічних

комплексах несиметричних мостових збуджувачів.

Необхідність забезпечення режиму форсування напруги збудження

призводить до того, що потужність випрямного трансформатора

вибирається за максимальною випрямленою напругою Ufo і номінальним

струмом збудження ifн. Максимальна випрямлена напруга в режимі

форсування [57]:

%(1 )

100

fн ffo

kн

U KU

uK А

⋅=

− ⋅, (1.2)

де Ufн – номінальна напруга збудження; Кf – коефіцієнт форсування напруги

збудження; Кн – коефіцієнт зниження напруги, що живить систему

збудження; А – коефіцієнт нахилу зовнішньої характеристики випрямляча:

А = 0,87 для трифазної нульової схеми (рис. 1.11); А = 0,5 для трифазної

мостової схеми (рис. 1.12, 1.13); uk% – напруга короткого замикання

трансформатора, %.

Рисунок 1.11 – Трифазна нульова схема збуджувача

52

Приймаючи до уваги, що згідно з [39] Kf=1,75; Кн=0,8;

uk% = (4,5–10) %, отримаємо за виразом (1.2) максимального значення

випрямленої напруги:

для нульової схеми Ufo=(2,276–2,396)⋅Ufн;

для мостових схем (симетричних і несиметричних) Ufo=(2,23–2,3)⋅Ufн.

Рисунок 1.12 – Трифазна мостова симетрична схема збуджувача

Рисунок 1.13 – Трифазна мостова несиметрична схема збуджувача

Діапазон регулювання вихідної напруги збуджувача для нульової та

мостової схем [57]:

53

. .cos ;fннул нул

f 0

UD α D

U= = = (0,439–0,417);

. . . .cos ;fнм с м с

f 0

UD α D

U= = = (0,448–0,435); (1.3)

. . . .cos

;fнм н м н

f 0

U 1 αD D

U 2

+= = = (0,724–0,718).

Потужність випрямівного трансформатора:

- для трифазної нульової схеми

ST=1,345⋅Ufo⋅Ifн=(3,06–3,22)⋅Pfн

- для трифазної мостової симетричної і несиметричної схем

ST = 1,045⋅Ufo ⋅Ifн = (2,23–2,40)⋅Pfн.

Оскільки потужність трансформатора перевищує в три рази

номінальну потужність збуджувача, тому використовувати трифазну

нульову схему не доцільно.

Підвищення коефіцієнта потужності статичних збуджувачів СМ може

бути досягнуто введенням штучної комутації, при якій можливо не тільки

зниження споживання реактивної потужності, але і її генерація в мережу

живлення. Однак, такі статичні збуджувачі потребують комутуючих

конденсаторів, що ускладнює і здорожує збуджувач.

Підвищеними техніко-економічними показниками володіє трифазна

двогрупова схема з тиристором в нульовому виводі випрямного трансформатора

(рис. 1.14). У нормальних режимах експлуатації працює катодна група вентилів і

нульовий тиристор, що утворюють трифазну нульову схему [44]. При

форсуванні збудження і гасінні поля збудження вмикаються вентилі анодної

групи, а перетворювач переводиться в режим роботи мостової схеми.

Для підвищення енергетичних показників можуть застосовуватися

статичні перетворювачі з природною комутацією тиристорів, у яких

зниження споживання реактивної потужності при глибокому регулюванні

напруги здійснюється включенням додаткових сильнострумових елементів

54

(нульових вентилів, додаткових фазних вентилів) або застосуванням

ускладнених законів керування [58].

Т

LM

VS1

VS3

VS5

VS 2

VS4

VS6

VS0

Рисунок 1.14 – Двогрупова трифазна схема збуджувача з тиристором в

нульовому виводі трансформатора

Перетворювачі цієї групи значно простіші, ніж перетворювачі з

ємнісною комутацією, силова схема може бути аналогічна схемі

симетрично керованих перетворювачів, а модернізації і ускладненню

піддається тільки система керування вентилями. Тим не менше ці

перетворювачі дають можливість при глибокому регулюванні напруги

знизити споживання реактивної потужності при мінімальних витратах.

1.7 Постановка задач дослідження

На підставі аналізу літературних джерел та теоретичних досліджень

доведено:

1. Надійність сучасних систем електропостачання роблять втрату

електроживлення малоймовірною, однак в випадках відсутності

централізованих систем електропостачання або недостатньої їх потужності, в

разі надзвичайних ситуацій перерви електроживлення можуть спричинити

тривалі порушення технологічних процесів, великі матеріальні втрати, а в ряді

55

випадків пожежі і вибухи, що може призвести до людських жертв і значних

народногосподарських збитків. Для мінімізації цих наслідків, для живлення ЕП

відповідальних механізмів застосовують автономні генеруючі установки.

Тому, створення нових систем керування ЕМК з ємнісним накопичувачем

енергії в контурі збудження, які забезпечують надійне електроживлення

відповідальних споживачів, як промислового так і комунального сектору є

актуальною науковою задачею.

2. В якості джерел електроживлення на базі машин постійного струму

доведено необхідність використання спеціалізованих модулів зв'язку для

енергетичного узгодження по напрузі й частоті двох енергетичних об'єктів, що

є недоцільним для створення джерела електричної енергії.

3. На підставі проведеного масогабаритного та цінового обґрунтування

асинхронних та синхронних генераторів потужністю понад 100 кВт в складі

електромеханічних комплексів, з’ясовано, що синхронні генератори в

порівнянні з асинхронними мають значні переваги:

3.1 використання АГ вимагає застосування засобів для створення струму

намагнічування, що реалізується, як правило, за допомогою конденсаторних

батарей;

3.2 у випадку роботи АГ паралельно до мережі струм намагнічування

може братися з мережі, що не завжди є можливим, зміна величини і характеру

навантаження АГ з ємнісним збудженням призводить до зміни

потокозчеплення, що в свою чергу змінює напругу і частоту на виході АГ.

3.3 СГ мають вищу перевантажувальну здатність за потужністю на

відміну від АГ.

4. Проведеним порівнянням доведено істотні недоліки збуджувачів із

трифазною нульовою та мостовою симетрично керованою силовими

схемами, такі як, понижені енергетичні показники та значне зростання

потужності випрямного трансформатора.

5. Враховуючи складність систем збудження машин змінного струму у

складі електромеханічних комплексів генерування електроенергії

доцільною є розробка математичного опису схемотехнічних рішень і

принципів керування режимами збудження для розробки нових і модернізації

існуючих генеруючих установок.

56

Таким чином в дисертаційній роботі вирішується актуальне наукове

завдання підвищення надійності живлення споживачів співставної потужності

від ЕМК у динамічних режимах накиду співставного навантаження за рахунок

форсування збудження СГ шляхом ємнісної компенсації інерційності контуру

збудження, що дозволить зменшити падіння вихідної напруги генератора.

Мета роботи полягає в підвищенні надійності живлення споживачів

співставної потужності у динамічних режимах накиду навантаження за рахунок

форсування збудження шляхом керування додатковою встановленою у контур

збудження ємністю.

Для досягнення мети поставлені та розв’язані такі задачі:

– обґрунтування доцільності використання синхронного генератора

середньої та великої потужності в складі електромеханічного комплексу АСЕ

та аналіз силових схем напівпровідникових збуджувачів;

– виконання математичного опису електромеханічного комплексу на базі

синхронного генератора з ємнісним накопичувачем енергії в контурі

збудження;

– розробка принципової схеми електромеханічного комплексу на базі

синхронного генератора з ємнісним накопичувачем енергії в контурі

збудження;

– отримання аналітичного виразу величини ємності, яка забезпечує

коливальний розряд для зменшення посадки та стабілізації вихідної напруги

синхронного генератора в режимі форсування при підключенні споживачів

співставної потужності;

– дослідження перехідних процесів роботи електромеханічного

комплексу при живленні споживачів співставної потужності з різко змінним

навантаженням;

– техніко-економічне обґрунтування доцільності використання

несиметричних мостових збуджувачів з ємнісними накопичувачами енергії у

складі електромеханічного комплексу;

– експериментальне дослідження динамічних процесів у

електромеханічному комплексі при живленні споживачів співставної

потужності з метою підтвердження основних теоретичних положень та

наукових результатів роботи.

57

РОЗДІЛ 2

МАТЕМАТИЧНІ МОДЕЛІ СИНХРОННИХ ГЕНЕРАТОРІВ

2.1 Загальні положення

Сучасні досягнення у виробництві силових конденсаторів і

напівпровідникової техніки створили передумови для розробки ефективних

систем збудження для автономних джерел електроживлення на базі синхронних

генераторів з ємнісними накопичувачами енергії у контурі збудження в

поєднанні з вентильними перетворювачами.

Джерела електроживлення з ЄНЕ мають характеристики, які принципово

відрізняють їх від існуючих джерел і дозволяють істотно поліпшити їх

квазістатичні й динамічні характеристики [13, 22, 54].

Весь спектр раніше вирішених теоретичних і практичних завдань не

дозволяє розробку та широке впровадження автономних джерел на базі СГ з

ЄНЕ в контурі збудження, оскільки відсутні схемотехнічні рішення таких

джерел. Це пояснюється тим, що ще неповністю розроблені теоретичні питання

впливу ЄНЕ на квазістатичні й динамічні характеристики, а також відсутні

рекомендації вибору параметрів і додаткових елементів контуру збудження [52,

57, 59].

Практична відсутність математичних моделей, структурних схем,

алгоритмів, програм і методів розрахунку автономних джерел не дозволяє

вирішити теоретичні питання й провести необхідні дослідження для визначення

закономірностей, залежностей і характеристик для розробки нових технічних

рішень, які забезпечать надійність електроживлення споживачів в умовах

децентралізованого електропостачання, недостатньої потужності ліній

електропередач, короткочасних порушень електропостачання та стихійних лих

[60].

Відповідно, основна ідея даної роботи присвячена комплексному

розв’язанню перерахованих вище задач аналізу і синтезу автономного джерела

58

електроживлення, систем збудження засобами математичного моделювання, що

відповідало б зазначеним вимогам і поєднувало б високу повноту опису

складних елементів систем збудження (електричних машин, вентильних

перетворювачів) з достатньо простим способом створення такої моделі.

Останнє є необхідним з огляду на складність уточнених математичних моделей

електричних машин та вентильних перетворювачів [61, 62, 63].

Синхронний генератор, що працює в складі автономного джерела

електроживлення, являє собою складний електромеханічний комплекс. Цей

комплекс включає синхронний генератор і систему збудження, до складу якої

входять силовий напівпровідниковий перетворювач, ємнісний накопичувач

енергії, керовані ключі й резисторні елементи [38, 52].

Дослідження динамічних і сталих режимів подібних комплексів з обліком

електромагнітних перехідних процесів досить складне, тому що синхронна

машина описується системою нелінійних диференціальних і алгебраїчних

рівнянь, рішення яких практично неможливо без використання обчислювальної

техніки. Використання пристроїв самозбудження з ємнісними накопичувачами

енергії ще більше ускладнює процес досліджень.

Для дослідження перехідних і сталих режимів подібних комплексів

доцільно здійснити математичний опис у системі фазних координат, що

відповідає реальним фізичним процесам.

У зв'язку з тим, що диференціальні рівняння контурів машини містять

змінні коефіцієнти, які є періодичними функціями кутів повороту ротора, тому

рішення цієї системи рівнянь супроводжується значними труднощами [63].

Таким чином, математичний опис електромеханічного комплексу краще

проводити в ортогональних координатах d, q, 0.

Синхронний генератор, який працює на випрямлене навантаження, находе

все більше застосування для отримання постійних струмів в схемах зарядження

ємнісних накопичувачів енергії генерування потужних однополярних імпульсів

електроенергії шляхом несподіваного вмикання навантаження на час декількох

періодів ЕРС генератора.

59

Один із можливих варіантів електромеханічного комплексу для

математичного опису наведений на рис. 2.1, який складається із

явнополюсного СГ з демпферною обмоткою, узгоджувального

трансформатора TL, напівпровідникового збуджувача UZ з групою

роздільних діодів VD1–VD3 і накопичувача енергії з електричною ємністю С

та тиристорних ключів [64].

Для підвищення стійкості роботи СГ при миттєвому накиданні

навантаження в даній системі збудження передбачено форсування струму

збудження шляхом розряду ЄНЕ в контурі збудження з одночасним

поданням в цей контур форсованої напруги за рахунок зміни структури

силового перетворювача [59, 65].

2.2 Математичний опис синхронного генератора з

вентильноємнісним збудженням

Для дослідження перехідних процесів необхідна математична модель

машини, яка відповідала б основним закономірностям, що визначають даний

процес.

Об'єктом опису є електромехнічний комплекс, що містить

явнополюсну синхронну електромашину з нормальною конструкцією

магнітопровода, яка має обмотку збудження, підключену до статичного

збуджувача, що містить ємнісний накопичувач і керовані ключі (рис. 2.1).

При математичному описі будь-якого електромеханічного об’єкту,

прагнуть досягти найбільшої простоти, звичайно ж, зберігаючи всі основні

явища, що протікають у об’єкті. В основу побудови математичних моделей

явнополюсних синхронних машин покладені наступні загальноприйняті

допущення [63, 65, 66, 67]:

60

B

++

qd

+

γ

ω

M

CA

iA

iCiB

a b c

ia ib ic

TL

ix iy iz

i1d

L1d

r1d

r1q

i1q

L1q

Lf Rf

if

Uf

AUL

KM

UC

if+i

KM1

KM2

+ -

i1

i5

i3

UZi2

i6

i4

R2VD1-VD3

C+ - VS1

VD4

VS2

1 2 3 1

23

5

4

x y z

0

Рисунок 2.1 – Принципова схема електромеханічого комплексу з ЄНЕ в контурі збудження

61

насичення магнітопроводу відсутнє, розподілення магнітного потоку у

зазорі машини синусоїдальне;

- повна симетрія фазних обмоток статора і рівність їх параметрів;

- симетрія демпферної (заспокоючої) обмотки і магнітопроводу ротора

відносно його осі;

- не враховуються втрати в сталі;

- магнітне поле в машині представляється у вигляді двох складових -

робочого поля і поля розсіяння;

- зубчаті якір і полюсні наконечники замінюються гладкими магнітними

шарами, характеристики намагнічування яких в радіальних напрямах

тотожні характеристикам намагнічування зубчатих структур;

- індуктор і ярмо якоря описується зосередженими нелінійними

опорами;

- намагнічуючі, сили контурів, що укладені в пазах, розташовані в

тонкому шарі на розточенні гладкого якоря, період першої гармоніки

яких рівний двом міжполюсним поділкам, а намагнічуюча сила

обмотки збудження прийнята зосередженою.

- магнітні властивості окремих ділянок магнітного електричного

кола описуються їх характеристиками намагнічування (х.н.), що

визначаються по заданій геометрії і х.н. матеріалів цих ділянок.

Прийняті допущення забезпечують достатню точність математичного

опису власне явнополюсної синхронної машини (ЯСМ) [63, 65, 66] і

дозволяють скласти початкову систему рівнянь і визначити реакцію

електричних контурів машини на будь-який режим їх електромагнітного

збудження.

Зазначені умови, хоча й ідеальні, але не становлять істотних відхилень від

реальності. У реальній СМ насичення невелике, а відхилення розподілу

магнітного поля від синусоїдальної форми на холостому ходу згідно з нормами

не перевищує 5 % [65].

62

Електричну схему реальної трифазної СМ наведено на рис. 2.2, а її

двофазного еквівалента - на рис. 2.3.

Рисунок 2.2 – Електрична схема реальної СМ

Фазні обмотки статора показано у вигляді зосереджених котушок, хоча у

реальній машині вони розподілені за пазами та зонами. До еквівалентних

зосереджених обмоток їх можна звести за допомогою обмоткового коефіцієнта.

Статор машини нерухомий, отже, і магнітні осі обмоток фаз А, В, С нерухомі у

просторі.

На роторі СМ розміщена обмотка збудження (зосереджена або

розподілена з кількістю витків wf ), вісь якої збігається з віссю полюсів або з

повздовжньою віссю d, і демпферна обмотка (ДО) з кількістю витків wD, яка

виготовлена як короткозамкнена.

Демпферна обмотка може бути зведена до двох контурів зі струмами іkd,

іkq, осі яких взаємно перпендикулярні та збігаються із повздовжньою d та

поперечною q осями (див. рис. 2.3), що нерухомі відносно ротора і обертаються

у просторі зі швидкістю ωе [68, 69].

63

Рисунок 2.3 – Електрична модель еквівалентної двофазної СМ в осях

d, q, 0

У математичних описах СМ, що розглядатимуться нижче, використано

параметри обмоток, які зосереджені по ортогональних осях d і q. Кожна

обмотка СМ характеризується активним опором і власною індуктивністю:

r1, rf, rkd, rkq – величини активних опорів відповідно обмоток статора,

збудження та демпферної в осях d і q;

Ld, Lq – повні індуктивності обмоток статора по осях d і q;

1 1; ;d ad q aqL M L L M L= + = +σ σ

1L σ – індуктивність розсіяння обмотки статора;

, ,f kd kqL L L – індуктивності обмотки збудження та демпферних контурів

по повздовжній і поперечній осях відповідно;

; ; ;f ad f kd ad kd kq aq kqL M L L M L L M Lσ σ σ= + = + = +

, ,f kd kqL L Lσ σ σ – індуктивності розсіяння відповідних обмоток;

64

,ad aqM M – взаємні індуктивності будь-якої пари контурів у повздовжній

і поперечній осях СМ відповідно.

Математичний опис синхронної машини може бути одержаний в фазних

та ортогональних системах просторових координат [65]. Процеси в роторі

завдяки його конструкції з обмотками, розташованими по ортогональним осям,

зручніше розглядати в ортогональній системі просторових координат,

пов’язаній з ротором, тобто d, q, 0. Тому при розгляді опису в фазних системах

використовують системи А, В, С – d, q та α, β – d, q. При розгляді опису в

загальних просторових координатах використовують систему ортогональних

координат, що пов’язана з ротором d,q – d,q.

Зв’язок процесів у реальних і загальних просторових координатах

здійснюється через координатні перетворення, які будуть докладно розглянуті в

даному розділі та розділі 3 дисертаційної роботи [63, 65].

2.2.1 Математична модель синхронного генератора у фазних

координатах

Використання рівнянь синхронного генератора у фазних координатах

викликано необхідністю розрахунку різних видів коротких замикань, а

також при роботі генератора при несиметричних навантаженнях.

Для явнополюсного синхронного генератора, система рівнянь у

матричній формі має вигляд

[ ] [ ][ ] [ ] [ ] [ ] [ ]2( ) ( ) ,u R i L p i G p iγ γ ω= + + (2.1)

де [ ] ,, , , , = − − − T

A B C f kd kqu u u u u u u – транспонована матриця напруг контурів;

, ,A B Cu u u – напруги на затискачах обмоток статора; kdu ,kq

u – складові напруги

за відповідними осями; cf f f σf f δd f

xu r i x pi pψ i

p= ⋅ + ⋅ + + ⋅ – рівняння

рівноваги напруг для контуру збудження СГ з ЄНЕ; =d

pdt

– оператор

65

диференціювання за часом; dδψ – складова робочого потокозчеплення в

зазорі СГ; хс – ємнісний опір накопичувача на частоті мережі; fr – активний

опір обмотки збудження;

[ ][ ]

[ ] 0

0

S

r

RR

R

=

– матриця активних опорів контурів;

[ ]

S

r

R r

r

=

– діагональна матриця опорів фаз статора;

[ ]

c

1+ x

p

f

r kd

kq

r

R r

r

=

– діагональна матриця опорів контурів ротора;

[ ] ,, , , , = T

A B C f kd kqi i i i i i i – транспонована матриця струмів контурів генератора;

[ ][ ]

[ ] 0

0

S

R

LL

L

=

– матриця індуктивностей синхронного генератора;

[ ]AB AC

B BC

BC C

M M

L M

M L

A

S BA

CA

L

L M

M

=

– матриця індуктивностей фаз статора;

[ ]fd

df

q

M 0

M 0

0 0 L

f

R d

L

L L

=

– матриця індуктивностей фаз ротора;

[ ][ ]

[ ]1

2

0

0

GG

G

=

– матриця взаємоіндуктивностей контурів синхронного

генератора,

де [ ]1

1 2 3

4 5 6

7 8 9

B B B

G B B B

B B B

=

; [ ]2

1 4 7

2 5 8

3 6 9

B B B

G B B B

B B B

=

– матриці коефіцієнтів,

66

( ) ( )1 1

1 1

1 1

1 cos ; 2 cos ; 3 cos ;2

2 2 24 cos ; 5 cos ; 6 cos ;

3 3 3 2

2 2 27 cos ; 8 cos ; 9 cos ;

3 3 3 2

A f m A d m A q m

B f m B d m B q m

C f m C d m C q m

B M p B M p B M p

B M p B M p B M p

B M p B M p B M p

= = = −

= − = − = −

= + = + = + −

πγ γ γ

π π π πγ γ γ

π π π πγ γ γ

Рівняння механічної рівноваги

( ) / ,с обd

M M Jdt

Σω

= − (2.2)

де ΣJ – момент інерції системи; cM – момент, що розвиває СГ; .обМ –

обертовий момент приводного механізму.

Рівняння моменту синхронної машини

(2

2

2

2

2

);

,

CMM

A A B B C CM

f f d d q q

J d pM i i i

p d

i i i

d

dt

γ ∂ψ ψ ψ

∂γ

ψ ψ ψ

γω

= − ⋅ + ⋅ + + +

+ + +

=

де γ – кут між віссю фази А статора і віссю d ротора машини.

Наведена система рівнянь повинна доповнюватися рівнянням

навантаження з урахуванням її характеру.

Для отримання універсальної математичної моделі трифазного

синхронного генератора в фазних вісях, що дозволяє досить легко враховувати

насичення сталі по основному магнітному шляху і по шляхам потоків

розсіювання, необхідно потокозчеплення фазних обмоток статора і ротора

представити в вигляді потокозчеплень розсіювання відповідних обмоток і

проекцій потокозчеплення в повітряному зазорі на поздовжню і поперечну вісі

ротора.

Рівняння рівноваги потокозчеплення синхронного генератора в фазних

вісях мають вигляд [63]:

67

;

;

;

;

;

,

AA A A

BB B B

CC C C

fmn f f

kdkd kd

kqkq kq

du r i

dt

du r i

dt

du r i

dt

du r i

dt

dr i

dt

dr i

dt

ψ

ψ

ψ

ψ

ψ

ψ

= − − = − − = − − = − − = − = −

(2.3)

де mnu – випрямлена напруга мостового випрямляча.

Звідки потокозчеплення запишуться рівняннями:

cos sin ;

2 2cos( ) sin( );

3 32 2

cos( ) sin( );3 3

; ; .

A A A d q

B B B d q

C C C d q

f f f d kd kd d d kq kq q q

x i

x i

x i

x i x i x i

σ δ δ

σ δ δ

σ δ δ

σ δ σ δ σ δ

ψ ψ γ ψ γ

π πψ ψ γ ψ γ

π πψ ψ γ ψ γ

ψ ψ ψ ψ ψ ψ

= + − = + − + − = + + − + = + = + = +

(2.4)

Потокозчеплення в повітряному зазорі по поздовжній і поперечній

вісях dδψ , qδψ представимо наступним виглядом [63]:

2 2[ cos cos( ) cos( )];

3 32 2

[ sin sin( ) sin( )].3 3

d ан f kd A B C

q ан kq A B C

x i i i i i

x i i i i

δ

δ

π πψ γ γ γ

π πψ γ γ γ

= + + + − + + = + + − + +

(2.5)

Для отримання стійкої моделі генератора необхідно в систему (2.3)

підставити струми, що визначені через потокозчеплення із систем (2.4) і (2.5):

68

[ cos sin ]/ ;

2 2[ cos( ) sin( )]/ ;

3 32 2

cos( ) sin( )]/ ;3 3

[ ]/ ;

[ ]/ ;

[ ]/ .

A A d q A

B B d q B

C C d q C

f f d f

kd kd d kd

kq kq q kq

i x

i x

i x

i x

i x

i x

δ δ σ

δ δ σ

δ δ σ

δ σ

δ σ

δ σ

ψ ψ γ ψ γ

π πψ ψ γ ψ γ

π πψ ψ γ ψ γ

ψ ψ

ψ ψ

ψ ψ

= − + = − − + − = + + + +

= − = − = −

(2.6)

Із двох останніх рівнянь системи (2.6) визначимо:

; .d kd kd kd q kq kq kqx i x i= − = −δ σ δ σψ ψ ψ ψ (2.7)

Насичене значення 1/ анx визначимо із характеристики холостого ходу у

відповідності з виразом

2 21/ ( ) ( ).ан d d qx f fδ δ δψ ψ ψ= = + (2.8)

Рівняння руху ротора в фазових координатах:

1 2[ [ sin sin( )

3

2 2sin( )] [ cos cos( )

3 32

cos( )]]3

мех d A Bj

C q A B

C

dM i i

d H

i i i

i

= + + − +

+ + + + − +

+ +

δ

δ

ω πψ γ γ

τ

π πγ ψ γ γ

πγ

(2.9)

де jH – інерційна постійна ротора; мехM – момент механічних сил.

2.2.2 Математична модель синхронного генератора в

координатах d, q, 0

Математичний опис синхронного генератора краще виконувати в

ортогональній системі координат оскільки його параметри зазвичай

приводяться у відносних одиницях для поздовжньої й поперечної осей. Крім

69

того, диференціальні рівняння контурів у цій системі не містять змінних

коефіцієнтів, які є періодичними функціями кутів повороту ротора [46, 63, 67].

Будемо припускати, що демпферна обмотка генератора представлена по

одному еквівалентному контурі в поздовжній і поперечній вісях.

Тоді рівняння електричної рівноваги напруг для контурів СГ у

координатах d, q і системі відносних одиниць приймуть вигляд [63, 67]:

1

1

;

;

;

0 ;

0 ,

d d d q

q q q d

f f f f

kd kd kd

kq kq kq

u r i pψ ψ ω

u r i pψ ψ ω

u r i pψ

r i pψ

r i pψ

= − + −

= − + +

= + = + = +

(2.10)

де ud, uq, uf – складові напруги по відповідних вісях і напруга збудження; Ψd, Ψq,

Ψf, Ψkd, Ψkq – потокозчеплення власних контурів; id, iq, if, ikd, ikq – струми

контурів; r1, rf, rkd, rkq – активні опори статора , ОЗ і демпферних контурів за

осями d, q; ω – кутова швидкість ротора.

Рівняння потокозчеплень електричних контурів та моменту СГ:

;

;

;

;

;

,

d d d ad kd ad f

q q q aq kq

f ad d ad kd f f

kd ad d kd kd ad f

kq aq q kq kq

с d q q d

ψ x i x i x i

ψ x i x i

ψ x i x i x i

ψ x i x i x i

ψ x i x i

M ψ i ψ i

= + +

= + = + +

= + + = + = −

(2.11)

де xаd, xаq – опори взаємної індукції за поздовжньою і поперечною осями.

Після підстановки виразів потокозчеплень із (2.11) в відповідні рівняння

електричної рівноваги напруг контурів отримаємо:

70

1

1

;

;

;

;

,

δ σ

δ σ

δ σ

d d d d q

q q q q d

f f f d f f

kd kd kd δd σkd kd

kq kq kq δq σkq kq

u r i pψ x pi ψ ω

u r i pψ x pi ψ ω

u r i pψ x pi

u = r i + pψ x pi

u = r i + pψ x pi

= − + + −

= − + + +

= + + + +

(2.12)

де , , ,f kd kqx x x xσ σ σ σ – індуктивні опори розсіювання відповідних контурів,

dδψ , qδψ – складові робочого потокозчеплення за осями d і q.

Система рівнянь (2.10–2.12) лежить в основі побудови структурної схеми

СГ. При роботі синхронного генератора або синхронної машини в режимі

генератора вхідними величинами є кутова швидкість і момент первинного

(наприклад, теплового) двигуна й напруга збудження (від акумуляторної

батареї або системи самозбудження), а вихідними – напруга на виводах статора

й струм навантаження [3, 40, 70].

Для зручності компоновки повної моделі електромеханічної системи із

моделей складових її елементів в моделі синхронної машини виконується

внутрішнє перетворення координат [66, 71]. На вході отримані ззовні

напруги трьох фаз , ,A B Cu u u перетворюються в напруги по вісях d, q:

2 2 2[ cos cos( ) cos( )];

3 3 32 2 2

[ sin sin( ) sin( )].3 3 3

d A B C

q A B C

u u u u

u u u u

π πγ γ γ

π πγ γ γ

= + − + + = − − − − +

(2.13)

На виході струми по вісях d, q перетворюються в фазні струми:

cos sin ;

2 2cos( ) sin( );

3 32 2

cos( ) sin( ).3 3

A d q

B d q

C d q

i i i

i i i

i i i

γ γ

π πγ γ

π πγ γ

= ⋅ − ⋅

= ⋅ − − ⋅ −

= ⋅ + − ⋅ +

(2.14)

71

Необхідність математичного моделювання трифазного випрямівного

трансформатора (ВТ) виникає, як правило, при дослідженні його роботи в

енергетичній установці [63, 72].

Для одержання зручної математичної моделі представимо рівняння ВТ у

наступному вигляді:

для первинної сторони

( )

( )

( )

1

1

1

/ 3 ;

/ 3 ;

/ 3 ,

BA C B

CB A C

AC B A

du u r i

dt

du u r i

dt

du u r i

dt

ψ

ψ

ψ

− = + ⋅

− = + ⋅

− = + ⋅

(2.15)

де ;A Am Aσψ ψ ψ= + ;B Bm B= + σψ ψ ψ C Cm C= + σψ ψ ψ ,

для вторинної сторони

2

2

2

;

;

,

aa a

bb b

cc c

dr i u

dt

dr i u

dt

dr i u

dt

ψ

ψ

ψ

− = ⋅ +− = ⋅ +

− = ⋅ +

(2.16)

де ;a Am a= + σψ ψ ψ ;b Bm b= + σψ ψ ψ c Cm c= + σψ ψ ψ ; ( )Am Ai f i= µ ,

( )Bm Bi f i= µ і ( )Cm Ci f i= µ – основні потокозчеплення фаз А, В, С;

1A AL i= ⋅σ σψ ; 1 ;B BL iσ σψ = ⋅ 1 ;C CL iσ σψ = ⋅ 2a aL i= ⋅σ σψ ; 2b bL i= ⋅σ σψ ;

2c cL i= ⋅σ σψ – потокозчеплення розсіювання первинних і вторинних обмоток;

r , Lσ – активний опір і індуктивність розсіювання обмоток трансформатора,

au , bu , cu – фазні напруги на затискачах вторинної обмотки трансформатора.

72

2.2.3 Математична модель синхронного генератора з ємнісним

накопичувачем енергії в контурі збудження

Для підтримки сталості напруги при підключенні споживачів співставної

потужності з різко змінним навантаженням або при коротких замиканнях на

статорі, необхідно здійснювати форсування збудження синхронного

генератора. При цьому обмотку збудження підключають до статорної обмотки

генератора через трансформатор та випрямляч [63, 72, 73]. В даному випадку

задача досліджень перехідних процесів має певні труднощі, однак представляє

значний інтерес, так як до неї можуть бути зведені задачі автоматичного

регулювання напруги синхронних генераторів шляхом компаундування по

струму статора, автоматичні регулятори збудження, які виробляють керувальне

діяння не лише за відхиленнями регульованих змінних, а також за похідною

цих величин і т. д.

Найефективнішим способом реалізації вказаної задачі є форсування

збудження з ємнісною компенсацією інерційності контура збудження

шляхом розряду заздалегідь зарядженого ємнісного накопичувача енергії в

цьому контурі з одночасною подачею форсованої напруги від тиристорного

перетворювача [74, 75, 76].

В якості накопичувачів енергії використовується електрична ємність із

опором хс. Рівняння електричної рівноваги напруг для контурів СМ (рис.

2.1) в системі відносних одиниць з ЄНЕ має вигляд [64, 77, 78]:

1

1

;

;

1;

0 ;

0 .

d d d q

q q q d

f f f f c f

kd kd kd

kq kq kq

u r i pψ ψ ω

u r i pψ ψ ω

u r i pψ x ip

r i pψ

r i pψ

= − + −

= − + +

= + + = +

= +

(2.17)

Рівняння потокозчеплень електричних контурів СГ наведено в системі

(2.11). Отримана система рівнянь дозволяє досліджувати перехідні процеси в

73

синхронному генераторі з ємнісним накопичувачем енергії в контурі

збудження.

Для одержання зручної математичної моделі представимо рівняння

електричної рівноваги напруг (2.17) для контурів СГ, рівняння потокозчеплення

(2.11) та механічної рівноваги (2.2) в наступному вигляді:

( )( )( )( )( )

1

1

;

;

1;

;

;

;

;

;

;

;

d d d q

q q q d

f f f f c f

kd kd kd kd

kq kq kq kq

d ad d f kd d

q aq q kq q

f ad d f kd f f

kd ad d f kd kd kd

kq aq q kq kq kq

u = r i + p

u = r i + p +

u = r i + p x ip

u = r i + p

u = r i + p

= x i +i +i x i

= x i +i x i

= x i +i +i x i

= x i + i +i x i

= x i + i x i

J

σ

σ

σ

σ

σ

Σ

ψ ψ ω

ψ ψ ω

ψ

ψ

ψ

ψ

ψ

ψ

ψ

ψ

− −

−

+

− +

− +

− +

− +

− +

.с обd

М Мdt

ω

⋅ = −

(2.18)

Рівняння електричної рівноваги напруг контурів СГ після підстановки

відповідних потокозчеплень мають вигляд:

1

1

;

;

1;

;

.

δ σ

δ σ

δ σ

d d d d q

q q q q d

f f f d f f c f

kd kd kd δd σkd kd

kq kq kq δq σkq kq

u r i pψ x pi ψ ω

u r i pψ x pi ψ ω

u r i pψ x pi x ip

u = r i + pψ x pi

u = r i + pψ x pi

= − + + −

= − + + +

= + + + +

+

(2.19)

На підставі системи рівнянь розроблена структурна схема СГ з ЄНЕ в

контурі збудження при навантаженні (рис. 2.4), як складового елементу

автономного джерела електроенергії без врахування впливу активного

опору статора й похідних потокозчеплень через їхню малу величину.

74

2 2d qu u+kd

ukq

iq

id

id(-)

iq( -)

ikq

ikd

id(-)

iq(-)

ikq

id(-)

if

i f

ifi kd

ikd

(-)

(- )

(-)

(- )

(-fX σ

ad1

X

aq1 X

kdr

kqr

kdXσ

kqXσ

1 p

1 p

1 p

fψ ψ

kdψ dδψ

qδψkqψ

ikq

qψ

ω

ω

ω

aqX

Xσ

Xσ

adX

(-)

(- )

(- )

dψ)

ad1

Xd

( -)

)(cos

zϕ

sinzϕ

sinzϕ

coszϕ

)(

( )

)-(

qi( )-

1 X

δuf

u

f1U

cp

fr

fUuq

ud

Рисунок 2.4 – Структурна схема СГ з ЄНЕ в контурі збудження при

навантаженні

Для дослідження режиму самозбудження, розроблена структурна

схема СГ доповнюється моделями функціонального перетворювача

координат d, q у трифазну систему, трифазного трансформатора,

трифазного випрямляча напруги, а також блоку комутації напруги

самозбудження.

2.3 Математичне моделювання режимiв керування контуром

збудження синхронних генераторів автономних систем електроживлення

Суттєвим недоліком синхронних генераторів є інерційність обмотки

збудження. Для підвищення стійкості СГ і підтримки напруги на виводах

статора при підключенні споживачів особливо з різко змінним навантаженням

застосовують релейне або параметричне форсування напруги, а також

автоматичне регулювання збудження. До того ж тиристорні збуджувачі (ТЗ) в

номінальному режимі роботи працюють з великими кутами керування

75

(α = 550–600), що призводить до суттєвого зниження енергетичних показників

АСЕ.

Для підвищення енергетичних показників застосовують збуджувачі зі

змінною силовою схемою (збуджувачі з робочою і форсувальною групами

вентилів, мостові збуджувачі з тиристором в нульовій точці трансформатора).

Однак, і в цьому випадку управління напругою збудження забезпечується

впливом на кути керування збуджувача.

Суттєве покращення експлуатаційних і енергетичних показників АСЕ

може бути досягнуто застосуванням збуджувачів зі змінною силовою схемою і

параметрів контуру збудження СГ.

Розглянемо схеми збуджувачів UZ з форсуванням збудження зустрічним

струмом (рис. 2.5) та зустрічною напругою (рис. 2.6).

Рисунок 2.5 – Схема збуджувача з форсуванням збудження зустрічним

струмом

У відповідності з першим способом (рис. 2.5) джерело живлення з

низьким індуктивним опором (попередньо заряджений конденсатор) через

комутуючий тиристор (ТК) підключається паралельно тиристорам катодної

групи, катоди необхідно вимкнути. В момент форсування збудження

вмикається тиристор ТК вимикаючи тиристори катодної групи і розряджається

в контурі збудження, змінюючи його параметри. До того ж величина напруги

конденсатора може бути меншою напруги перетворювача, так як конденсатор

виконує роль джерела струму.

76

Рисунок 2.6 – Схема збуджувача з форсуванням збудження зустрічною

напругою

При другому способі (рис. 2.6) заряджений конденсатор під’єднується

паралельно до навантаження (обмотки збудження) через комутуючий тиристор.

Для форсування напруги вмикається тиристор ТК, відбувається розряд

конденсатора, запираються тиристори обох груп і змінюються параметри

контуру збудження. При цьому змінюються кути керування збуджувачем, що

призводить до підвищення напруги до форсованого значення.

2.3.1 Система зі струмовою схемою форсування напруги СГ

Еквівалентна схема збуджувача UZ для перехідного процесу наведена на

рис. 2.7. Перехідний процес в схемі описується системою диференційних

рівнянь, аналітичне вирішення якої пов’язано зі значними математичними

складностями [79]. Тому, для спрощення розрахунку будемо вважати, що

(L2+L3)·10≤L1,

де L1= Lf – сумарна індуктивність контуру збудження; L2 – індуктивність

подільника струму; L3 – індуктивність проводів, що підведені.

В даному випадку весь перехідний процес поділяється на два етапи:

перший – розряд конденсатора на внутрішній контур R3 L3 L2 R2; другий –

перезаряд конденсатора струмом форсування.

77

Рисунок 2.7 – Система зі струмовою схемою форсування напруги СГ

Перший етап. Задача розрахунку – визначення величини ємності

конденсатора С і напруги на ньому Uc при досягненні величини струму

форсування Ifф за певний час.

Диференційне рівняння

20

02

1+ ⋅ + =

⋅fc c

c ff f

Rd U duU U

L dt L Cdt (2.20)

Початкові умови при t = 0:

00;= = f

c cf

UU U i

R (2.21)

Для контуру, що розглядається напруга і струм конденсатора

змінюються за наступним законом [79]

0 00

cos sin − = +

tc cU U t t e ββ

ω βω

. (2.22)

00 0

0 2 3sin

( )

−⋅= −

+

tc

cU e

i tL L

βω

ω, (2.23)

де 22 30

2 3 2 3

1 1;

+= − = ⋅ −

+ +R R

L L L L Cβ ω β .

Величина струму форсування

00

0 00 2 3

sin( )

tc

fфU e

i tL L

βω

ω

−⋅=

+ (2.24)

Остаточна напруга при переведенні струму навантаження в коло

конденсатора буде мати вигляд:

78

202 0 0 2 0 2

0cos sin −

= +

tc cU U t t e ββ

ω ωω

, (2.25)

де ;2 0 1 1t t t t= + = 100–200 мкс – для відновлення запираючих властивостей

тиристора.

Другий етап. На другому етапі конденсатор перезаряджається до напруги,

яка може перевищити напругу збуджувача

( )''

' ' '02 02 0 0 0' '

0 0

cos sin sin −

= + − + +

tc f c f

IU U U U t t t e ββ

ω ω ωω ω

. (2.26)

''02 ' ' '

2 0 0 0' '0 3 0

sin cos sin( )

− − = − + − +

c f tc f

f

U Ui t I t t e

L L

ββω ω β

ω ω, (2.27)

де 3' ' '20

3 3

1 1;f

f f

R R

L L L L Cβ ω β

+= = ⋅ −

+ +.

Розглянемо рівняння електричної рівноваги для контуру збудження

ЕМК в режимі форсування при наявності початкового струму збудження

при наступних параметрах: Lf = 0,006 Гн; С = 0,0003 Ф; Rf = 1 Ом; Uф0 = 20 В.

UL + UR = Ufф + Uf0. (2.28)

Виразимо напруги через струми:

fфfф f

diL i R

dt+ = Ufф + Uf0,

0 ,fф fф ffф fф

f f f

L U Upi i

R R R+ = +

01

,1fф fф f

f

i U UT s

= + + +

(2.29)

де Tf – постійна часу збудження

За результатами рівнянь (2.28–2.29), що описують режими форсування

збудження синхронного генератора типу МСА 72/4А, досліджено режими

збудження, які вирішувались на ЕОМ за допомогою розрахункової

програми (рис. 2.8).

79

Рисунок 2.8 – Структурна схема моделі контуру збудження СГ

Результати математичних розрахунків режимів форсування струму

збуджения СГ наведені на рис. 2.9. На рис. 2.9,а наведені розрахункові

залежності режиму форсування, що характерні для серійних тиристорних

збуджувачів. На рис. 2.9,б наведено розрахункові залежності режимів

збудження при наявності ЄНЕ та початкового струму збудження, які

виконані по структурній схемі наведеній на рис. 3.7.

а)

б)

Рисунок 2.9 – Розрахункові залежності режимів форсування збудження моделі СГ: а) без ЄНЕ; б) з ЄНЕ

80

Аналіз розрахункових залежностей показує, що в першому випадку

максимальное значение струму возбуждения 52,2 А досягається за час

0,0015 с, а у другому випадку - значення струму 50,0 А досягається лише за

час 0,04 с.

2.3.2 Система зі схемою форсування збудження СГ зустрічною

напругою

Система зі схемою форсування збудження СГ зустрічною напругою

наведена на рис. 2.10. В даній схемі імпульс форсованої напруги, величина якої

повинна перевищувати величину напруги збуджувача, а тривалість дії повинна

бути не менше часу для відновлення запираючих властивостей мостового

збуджувача [79].

Рисунок 2.10 – Система зі схемою форсування збудження зустрічною

напругою

В період комутації послідовно з тиристорами збуджувача UZ

спрацьовують два зустрічно увімкнених джерела напруги – джерело живлення

збуджувача Uf і конденсатор з напругою Uc0. При вмиканні комутуючого

тиристора ТК починається розряд конденсатора по двом контурам: перший

контур складається із відкритих тиристорів збуджувача UZ, індуктивностей Lf і

L2, опорів Rf і R2 джерела Uf; другий контур – із індуктивності L3 і опору R3.

Складові розрядного струму конденсатора іс1 та іс2.

Розрахунок диференційних рівнянь в загальному вигляді неможливий.

При деяких припущеннях задача може бути вирішена для двох частинних

випадків.

81

Перший випадок – L3≥ 10Lf. При цьому розрядом конденсатора на другім

конденсаторі можна знехтувати (іс2=0) і вважати, що конденсатор

розряджається тільки на зовнішній контур через тиристори збуджувача.

Тоді напруга на конденсаторі Uc і струм розряда іс1 буде мати вигляд:

0 0 00

cos sin − = +

tc cU U t t e ββ

ω ωω

(2.30)

01 0

0 1 2sin

( )

−⋅= −

+

tc

cU e

i tL L

βω

ω (2.31)

де 2 20

2 2

1 1;

+= − = ⋅ −

+ +f

f f

R R

L L L L Cβ ω β - відповідно коефіцієнт затухання та

кругова частота.

Особливістю даної схеми є те, що досягнення розрядним струмом іс1

величини І0 повинно бути за певний час, але і величина напруги на конденсаторі

до цього моменту не повинна бути нижче Uc≥(1,1–1,3)·Uf. Прирівнявши вираз

іс1 до величини І0 і враховуючи 1− ≈te β отримаємо:

0 2

0

( )arcsin

+= fI L L

tω

(2.32)

остаточно напруга на конденсаторі

20 0 2 0 2

02 00 0

( ) ( )1

+ + = − +

f fc c

c c

I L L I L LU U

U U

ω β (2.33)

Після запирання тиристорів збуджувача відбувається перезаряд

конденсатора струмом індуктивності.

Вираз для даного перерозряду конденсатора має вигляд:

002 0 0 0

0 0cos sin sin −

= + +

tc c

IU U t t t e ββ

ω ω ωω ω

(2.34)

021 0 0 0 0

0 2 3 0sin cos sin

( )−

= − + + +

tcc

Ui t I t t e

L L

ββω ω ω

ω ω (2.35)

82

Другий випадок – Lf≈L3. При умові приблизної рівності Lf і L3 конденсатор

не зможе розвинути достатній за величиною струм. До того ж тривалість

перехідного процесу виявляється досить значною, що неприйнятно для

забезпечення режиму форсування напруги збудження синхронного генератора.

2.4 Висновки по розділу 2

1. Виконаний аналіз існуючих методів розрахунків режимів роботи

синхронного генератора показав, що в більшості випадків дослідники не

враховують підвищення стійкості роботи генератора при миттєвому

накиданні навантаження за умови форсування струму збудження шляхом

розряду ємнісного накопичувача енергії в контурі збудження з одночасним

поданням в цей контур форсованої напруги за рахунок зміни структури

силового перетворювача.

2. Розроблена математична модель синхронного електромеханічного

комплексу, яка враховує зміни силової схеми та параметрів при вмиканні в

контур збудження ємнісного накопичувача енергії.

3. На підставі диференційних рівнянь складені структурні схеми, що

дозволяють досліджувати основні режими роботи синхронного генератора при

проведенні математичних розрахунків та експериментів. Система збудження з

ємнісним накопичувачем енергії володіє властивостями, які принципово

відрізняють електромеханічний комплекс з такими системами від існуючих

комплексів з тиристорним збудженням і дозволяє істотно поліпшити

квазістатичні і динамічні характеристики електромеханічного комплексу.

4. Тому розробка та дослідження електромеханічного комплексу із

зміною силової схеми та параметрів контур збудження шляхом керування

величини та знаку похідної електромагнітного моменту при підключенні

споживачів співставної потужності є перспективний науковий напрям.

83

РОЗДІЛ 3

РОЗРАХУНОК ТА АНАЛІЗ РЕЖИМІВ РОБОТИ

ЕЛЕКТРОМЕХАНІЧНОГО КОМПЛЕКСУ З НАКОПИЧУВАЧЕМ

ЕНЕРГІЇ В КОНТУРІ ЗБУДЖЕННЯ

3.1 Загальні положення з пуску двигунів змінного струму від

електромеханічного комплексу

Основним режимом роботи двигунів змінного струму є режим роботи з

синхронною частотою обертання ротора, особливо, з автоматичним

регулюванням струму збудження у залежності від типу двигуна і вузла

електричного навантаження.

Для нормального функціонування двигуна необхідно забезпечити

наступні режими:

1) режим форсування збудження для утримання двигуна в синхронізмі

при значних зниженнях напруги на статорі синхронного генератора або при

прикладанні до валу двигуна значного навантаження;

2) автоматичне регулювання струму збудження за необхідними

законами;

3) режим форсованого гасіння поля збудження для обмеження

пошкоджень обмоток статора при внутрішніх коротких замиканнях, а також

для забезпечення умов самозапуску двигунів механізмів, що працюють з

безперервними технологічними процесами;

4) режим електродинамічного гальмування механізмів, наприклад, для

утримання валу насосних агрегатів гідроелектростанцій.

3.2 Вимоги до пускових режимів синхронних машин

Існуючі промислові механізми можуть бути приведені до типових

механічних характеристик на підставі відомої емпіричної формули [66]:

84

( )0 0 ,К

xx н

н

M M M M

= + −

ωω

(3.1)

де Мх, ωх – поточне значення моменту та частоти обертання; М0 – момент

холостого хода механізму; Мн, ωн – номінальні момент та частота обертання; K

– показник ступеня, який визначає тип механізму.

Не зважаючи на те, що усі існуючі механізми і машини згідно виразу

(3.1) можуть бути приведені до типових механічних характеристик, однак

дійсні механічні характеристики суттєво відрізняються від типових оскільки

моменти опору спокою значно перевищують їх значення при русі.

Різноманітні реальні механічні характеристики для деяких механізмів

наведені на рис. 3.1 [67].

Синхронні електроприводи у відношенні вимог до пускових режимів у

залежності від типів промислових механізмів і машин можна розділити на три

класи [67]:

1) електроприводи механізмів із малозмінним навантаженням;

2) електроприводи механізмів із пульсуючим навантаженням;

3) електроприводи механізмів із різкозмінним навантаженням.

До типових механізмів першого класу можна віднести насоси,

вентилятори, компресорні турбомашини й ін. Потужність цих приводів

знаходиться в межах від декількох десятків до декількох тисяч кіловат. Ці

приводи повинні забезпечувати: пусковий момент /П П НK М М= =0,4–0,6;

вхідний момент /ВХ ВХ НK М М= =0,8–1,2 і перевантажувальну здатність

/МАХ НОММ Мλ = = 1,5–2,0.

85

1 – підйомні крани; 2 – підйомні та транспортні механізми; 3 – нереверсивні

прокатні стани; 4 – дробарки; 5 – каландри; 6 – відцентрові насоси і

вентилятори при пуску з відкритою засувкою; 7 – відцентрові насоси і

вентилятори при пуску із закритою засувкою; 8 – поршневі компресори,

турбокомпресори, двигуни-генератори при холостому пуску

Рисунок 3.1 – Реальні механічні характеристики технологічних

механізмів

Другий клас приводів з пульсуючою навантаженням (різного роду

механізми зворотно-поступального руху, поршневі компресори і транспортери)

потужністю від декількох сотень до тисячі кіловат вимагає Пk = 0,4–1,0; вх

K =

0,4–0,6 і λ = 1,5–2,0.

Для механізмів третього класу з різкозмінним навантаженням

використовуються двигуни змінного струму, зокрема синхронні двигуни від

декількох сотень до десятків тисяч кіловат (бурові лебідки нафтової

промисловості, безупинні прокатні стани, скіпові лебідки доменних печей,

кульові млини гірничорудних підприємств і ін.). Для механізмів цієї групи,

86

пуск яких відбувається вхолосту, характерно: ПK = 0,5–1,0; ВХK = 0,4–0,5 і

λ =0,8–1,0; при пуску під навантаженням ПK = ;1,2–2,0; ВХK = 1,0–1,5 і

λ = 2,0–2,2. Загальною вимогою для цього класу електроприводів механізмів є

необхідність в автоматичному регулюванні струму збудження для підвищення

стійкості і поліпшення енергетичних показників електропривода.

3.3 Використання ємнісного накопичувача енергії в контурі

збудження синхронного генератора

Сучасною тенденцією розвитку систем збудження для синхронних

генераторів є широке застосування швидкодіючих напівпровідникових

перетворювачів. Не дивлячись на високу швидкодію напівпровідникових

перетворювачів інерційність контуру збудження СГ не дозволяє ефективно

підтримувати вихідну напругу при підключенні споживачів співставної

потужності [79–82].

Тому, для підвищення ефективності керування синхронним генератором

запропонована система збудження з ємнісною компенсацією інерційності

контуру збудження [61,83–87].

Інерційність обмотки збудження синхронного генератора вимагає від

збуджувачів форсуючої напруги, величина якої лежить у межах Ufф=(3–5)Ufн

для промислового виробництва електричної енергії, а для автономних

генеруючих установок Ufф=(2–3)Ufн [53, 57, 61, 88].

Отже, однією із вагомих причин, яка вимагає застосування ємнісних

накопичувачів енергії є інерційність обмотки збудження синхронного

генератора.

Це поставило задачу дослідження процесів перетворення енергії в контурі

збудження синхронного генератора з накопичувачем енергії, з метою виявлення

його можливості компенсувати інерційність [62, 89–91].

В загальному виді накопичувач енергії (НЕ) представляє собою пристрій,

який дозволяє накопичувати в ньому енергію будь-якого виду на протязі

87

періоду заряду tз, а потім передавати значну частину цієї енергії навантаженню

на протязі періоду розряду tр. Взаємозв’язок параметрів накопичувача при

заряді і розряді визначається законом збереження енергії, який має наступний

вид [92, 93, 94]:

з з p pP t P tη⋅ ⋅ = ⋅ (3.2)

де Рз і Рр – середнє значення потужностей зарядного і розрядного процесів;η

- ККД накопичувача.

Основне призначення накопичувачів енергії зводиться до акумулювання

надлишкової енергії й наступному використанню запасеної енергії в періоди

інтенсивного енергоспоживання. НЕ з малими часовими діапазонами робочих

циклів можуть використовуватися для поліпшення показників енергосистем

при змінному навантаженні споживачів і підвищувати стійкість роботи

енергоустановок (наприклад, генеруючих установок) і енергосистем. НЕ в

цьому випадку є проміжними демпферними елементами між генераторами і

споживачами, що працюють у нестаціонарних режимах.

Накопичувачі енергії у відповідних режимах забезпечують необхідні

параметри енергії: при tp<<tз, потужність pр>>pз, тобто потужність, що

віддається накопичувачем навантаженню в багато разів перевищує

потужність, спожиту ним при заряді від первинного джерела енергії.

Ємнісний накопичувач дозволяє віддавати в навантаження струми, що

перевищують у багато разів струм заряду, а в індуктивному накопичувачі

можна одержувати напруги, що значно перевищують напруги джерела

живлення. Порівняльні характеристики накопичувачів різних типів за

даними [94] наведені у табл. 3.1.

Таким чином, застосування НЕ може дозволити вирішувати наступні

завдання:

− забезпечення номінальної напруги ЕМК в умовах підключення

споживачів значної потужності;

88

− підвищення стійкості роботи СГ за рахунок форсування збудження

при короткочасних глибоких зниженнях напруги або прикладанні значних

навантажень до генератора;

− підвищення енергетичних показників СЗ за рахунок

несиметричних мостових збуджувачів в поєднанні з ЄНЕ.

Таблиця 3.1 – Характерні показники накопичувачів енергії

Накопичувачі Питома енергія,

Дж/г

Час виводу

енергії, с

Електрохімічні 102 – 103 1 – 105

Індуктивні 1 – 10 10-3 – 10

Ємнісні 0,1 – 0,5 10-6 – 10-2

Механічні 10 – 103 1 – 103

Електромеханічні 1 – 10 10-2 – 10

Електродинамічні 0,05 – 1 10-3 – 10-2

Аналіз різних типів накопичувачів показує, що застосування

накопичувачів з механічною частиною в існуючих синхронних машинах для

підвищення стійкості роботи [94,95] ускладнено внаслідок необхідності

розміщення НЕ в безпосередній близькості від СГ, складності

обслуговування й вартості додаткової електричної машини. Застосування

електрохімічних й індуктивних НЕ обмежене технічними характеристиками

накопичувальних пристроїв. Таким чином, найбільш перспективним є

застосування ємнісних накопичувачів енергії, які дозволяють:

− надійно вимикати тиристори збуджувача зустрічним струмом або

зустрічною напругою ЄНЕ й з бажаною швидкодією виводити енергію з

контуру збудження незалежно від наявності й величини напруги на статорі

СГ, що живить збуджувач, в режимі гасіння магнітного поля;

89

− забезпечити стійкість СГ шляхом підвищення швидкодії режиму

форсування за рахунок ємнісної компенсації інерційності контуру

збудження й введення енергії накопичувача з більш високими параметрами.

3.4 Система збудження синхронного генератора з ємнісним

накопичувачем енергії

У сучасних генеруючих установках синхронні генератори

облаштовуються системами збудження, в яких струм збудження формується

одночасно від двох джерел: джерела напруги та джерела струму, струм якого

пропорційний струму статора СГ. Суттєвими перевагами таких систем є

висока швидкодія каналів регулювання напруги збудження [74, 85, 96, 97].

Однак, інерційність обмотки збудження СМ (стала часу 3–5 с) призводить до

значного погіршення таких систем.

Обмежені можливості існуючих тиристорних збуджувачів і пристроїв

АРЗ можна суттєво розширити [74, 82, 83, 96–98]. Найефективнішим

способом реалізації вказаної задачі є форсування збудження з ємнісною

компенсацією інерційності контура збудження шляхом розряду заздалегідь

зарядженого ємнісного накопичувача енергії в цьому контурі з одночасною

подачею форсованої напруги від тиристорного перетворювача. Інтенсивне

гасіння поля синхронної машини здійснюється за рахунок вмикання в

контур збудження ємнісного елементу [53]. При цьому управління

збудженням СМ досягається зміною структури силового перетворювача,

який забезпечує релейне управління, або управління пристроями АРЗ [99–

101].

Як відомо, швидкість стабілізації вихідної напруги СМ забезпечується

інтенсивністю наростання струму збудження Іf. При застосуванні АРЗ в

поєднанні з ЄНЕ забезпечується більш інтенсивне наростання струму в

контурі збудження [45, 46, 54, 85, 86].

90

На рис. 3.2 представлено принципову схему системи збудження

синхронного генератора в складі електромеханічного комплексу із

застосуванням накопичувача енергії в контурі збудження, який забезпечує

режим форсування струму.

Алгоритм процесу перезаряду конденсатора в контурі збудження

синхронного генератора, як складового елементу електромеханічного

комплексу наведено на рис. 3.3.

Рисунок 3.2 – Принципова схема системи збудження синхронного

генератора з ємнісним накопичувачем енергії ЕМК

91

Початок

Система збудження електромеханічного комплексу

Вихідна напруга ЕМК для живлення електроспоживачів

Номінальна напруга на

статорі U=1 в.о.

Блок форсування збудження синхрорнного генератора

(+) ЄНЕ

Обмотка збудження СГ

Датчик струму

Тиристорний перетворювач

Розподільні діоди VD1–VD3

Тиристор форсування VS1

(-) ЄНЕ

Кінець

Рисунок 3.3 – Алгоритм процесу перезаряду конденсатора в контурі

збудження синхронного генератора

92

Система працює наступним чином. Конденсатор С заряджений від

джерела зарядної напруги (ДЗН) необхідної полярності. Тиристор VS1

знаходиться у вимкненому стані. У випадку при підключені споживачів

співставної потужності, що супроводжується зниженням напруги до 0,85Uн або

зростанням струму вище 2Ін, сигнал від блока форсування збудження (БФ)

вмикає тиристор форсування VS1, через який заряджений конденсатор С

розряджається по контуру: (+)С – ОЗ СГ – датчик струму (ДС) – анодна група

вентилів ТП – група роздільних діодів VD1–VD3 – тиристор VS1 – (-)С. При

цьому відбувається компенсація контуру збудження і наростання струму

збудження до форсованого значення.

За час, рівний чверті коливального розряду конденсатора система АРЗ

виробляє коригуючий сигнал у функції виміряних струму і напруги СГ і через

CКТ встановлює необхідний кут керування тиристорами збуджувача, що

призводить до стабілізації вихідної напруги генератора. Перезаряджений

конденсатор розряджається через шунтувальний діод VD4 [84].

Принципова схема джерела зарядної напруги для конденсатора наведена

на рис. 3.4. ДЗН складається із підвищувального трансформатора (Т) на виході

якого підключено діод VD5 для забезпечення необхідної полярності заряду

конденсатора С.

У випадку перезаряду конденсатора на блок ДЗН у вторинній обмотці

трансформатора встановлено струмообмежуючий резистор R.

Рисунок 3.4 – Принципова схема джерела зарядної напруги

93

Оскільки електрична ємність накопичувача енергії на інтервалі

провідності тиристора VS1 вмикається в контур збудження, то доцільно

визначити її вплив на перехідні процеси в роторному колі, зокрема на характер

зміни струму в ОЗ в режимі форсування збудження. З цією метою запишемо

вираз струму в наступному вигляді [45, 46, 53]:

( ) ( )2 1c

f fф d

f f c c

pTi U p

R T T p T pδ

σ

ψ= −+ +

(3.3)

або

( ) ( )2 20 02 1

cf fф d

f

pTi U p

R T p T pδψ

ξ= −

+ +, (3.4)

де 0/ 2cT T=ξ – коефіцієнт демпфування контуру збудження СГ;

; ;σσ

f cf c

f f

x xT T

R R= = 0 σf cT T T= – відповідно сталі часу контуру збудження;

fxσ – індуктивний опір розсіювання контуру збудження; cx – ємнісний опір

накопичувача на частоті мережі; fфU – напруга збудження для збуджувача в

режимі форсування; , , ,f f f fU i R ψ – відповідно напруга, струм, активний опір

і потокозчеплення ОЗ.

В режимі форсування напруга збудження для збуджувача, що

розглядається прийме вид:

,fф ф cU U U= + (3.5)

де фU , cU – відповідно форсоване значення напруги тиристорного

збуджувача і напруга зарядженого ЄНЕ.

Тоді вираз струму ОЗ в режимі форсування має вигляд:

( ) ( )2 20 02 1

cf ф c d

f

pTi U U p

R T p T pδψ

ξ= + −

+ +. (3.6)

Вираз струму ОЗ в режимі форсування без використання ЄНЕ:

94

( ) ( )1

1f ф d

f f

i U pR T p

δσ

ψ= −+

. (3.7)

Порівняльний аналіз одержаних виразів показує, що наявність ЄНЕ в

контурі збудження сприяє більш інтенсивній зміні струму в даному контурі,

оскільки в чисельнику знаходиться форсуючий член, а знаменник

еквівалентний знаменнику коливальної ланки при відповідному виборі

величини ємності.

Розглянемо розряд конденсатора в контурі збудження при наявності

струму.

Послідовна компенсація інерційності ОЗ забезпечується підключенням

анода тиристора VS1 до клеми 1, а паралельна – до клеми 2 (рис. 3.2).

При послідовній компенсації ОЗ величина напруги ЄНЕ може бути

меншою наруги збуджувача, так як ЄНЕ виконує роль джерела струму. При

паралельній компенсації ОЗ величина напруги ЄНЕ повинна бути більше

форсувальної напруги збуджувача.

У випадку лінійного електричного кола, тобто коли всі його

параметри зберігають свої значення постійними незалежно від діючих в

електричному колі напруг і струмів, застосовують принцип накладання.

У випадку несподіваного вмикання ЕРС (Uc0) в схему в якій вже діє

одна (Uf) або декілька ЕРС, результуючий струм рівний алгебраїчній сумі

струмів від раніше діючих ЕРС і від тільки увімкненої.

Рівняння напруг при розряді конденсатора в контурі збудження має

вигляд:

0R L CU U U+ + = (3.8)

Виразимо всі величини через струм if :

10+ + =f f f f fi R L pi i

cp (3.9)

початкові умови: ,= ff

f

Ui

R 0

−= ⋅ tc cU U e β

95

Після перетворень отримаємо залежність струму від величини напруги

ємнісного накопичувача

0 2 1−= ⋅ ⋅

+ +t

f c

f f

cpi U e

L cp R cp

β , (3.10)

початкові умови: ,= ff

f

Ui

R

2= f

f

R

Lβ .

Представимо ці два рівняння у вигляді структурної схеми моделі

(рис. 3.5)

Uc0*C.s

L*C.s +Rf*C.s+12

Transfer Fcn Scope

eu

Math

Function

1/Rf

Gain

Divide

Uf

Constant1

-beta

Constant

ClockAdd

Рисунок 3.5 – Структурна схема моделі контуру збудження СГ при

наявності струму збудження

Розрахунок перехідних процесів виконаний для СГ типу МСА 72/4:

Pн = 12 кВт; Uс = 230 В; i1н= 37,6 А; Ufн= 27 В; ifн= 23 А; nн=1500 об/хв.

Прийняті параметри синхронного генератора:

Uс0 = 100 В; Lf = 0,06 Гн; С = 0,0006 Ф; Rf = 1 Ом; Uф = 20 В; β = 8,33.

Результати розрахунків струму збудження СГ приведено на рис. 3.6.

Аналіз розрахункових залежностей показує, що при часі tф = 0,01 с струм if

досягає величини 29,8 А, а при часі гасіння поля tг = 0,02 с струм

понижується до величини 13,0 А. Визначимо величину напруги форсування

Ufф= ifф· Rf = 29,8 · 1= 29,8 В. При гасінні магнітного поля Ufг = 13,0 · 1 =

= 13,0 В.

96

Рисунок 3.6 – Розрахункові залежності струму збудження СГ

Таким чином, можна сформулювати алгоритм керування контуром

збудження:

при t > 0 і рif = 0, необхідно вивести конденсатор із контуру

збудження, при цьому Uf = Ufф і XL= XC.

У випадку повної компенсації, струм контуру збудження буде

безінерційно слідувати за напругою форсування.

Для гасіння магнітного поля необхідно:

при t > tf , рif = 0, а Uf = Ufг, XL= XC, крім того Uс0 ≥ Ufф, а С повинна

забезпечувати tф ≥ tком.

Вказаний алгоритм керування контуром збудження СГ реалізований в

математичній моделі, приведеній на рис. 3.7.

97

Рисунок 3.7 – Структурна схема моделі алгоритму керування контуром

збудження СГ

Результати розрахунків з використанням методу накладання наведені на

рис. 3.8 при наступних даних іfф=ic з ємністю С= 100–600 мкФ, при Uc0=100 B,

L=0,006 Гн та на рис. 3.9 при наступних даних іfф=ic з ємністю С1 = 100 мкФ;

С2= 600 мкФ, при Uc0 = 80, 100, 120 B, Lf = 0,006 Гн.

Результати теоретичних досліджень, присвячених математичному опису

енергообмінних процесів між контурами СГ, висвітлені в роботах [57, 85, 86,

102].

98

Рисунок 3.8 – Розрахункові залежності форсованого значення струму

збудження СГ від величини ємності при Uc0=100 B

Рисунок 3.9 – Розрахункові залежності форсованого значення струму

збудження СГ від величини ємності та напруги на конденсаторі

99

Залежності струму форсування збудження іfф=ic від величини ємності С

та напруги заряду конденсатора Uc0 наведені на рис. 3.9 та отримані наступні

величини: 1) при С = 100 мкФ, Uc0 = 80, 100, 120 B, іfф =9,37; 11,72; 14,05 A

відповідно; 2) при С = 600 мкФ, Uc0 = 80, 100, 120 B, іfф = 20,18; 25,22; 30,27 A

відповідно. Результати математичних розрахунків (рис. 3.8–3.9) доводять

ефективність використання ємнісних накопичувачів енергії для підвищення

швидкодії зростання струму збудження СГ.

3.5 Визначення величини ємності накопичувача енергії

Визначимо величину ємності накопичувача енергії, що забезпечує

коливальний розряд конденсатора в режимі форсування збудження в

залежності від параметрів синхронної машини. В цьому режимі рівняння

електричної рівноваги напруг для контуру збудження приймає вигляд, що

відповідає включенню ЄНЕ [53]:

1f f c f f fp U x i i R

pΨ = + − . (3.11)

де fΨ - потокозчеплення контуру збудження СГ.

При досягненні струмом в контурі збудження максимального значення

при коливальному розряді ЄНЕ, останній виводиться з контуру збудження, а

напруга збудження збільшується до Ufф. Тоді рівняння рівноваги напруг для

контуру збудження в режимі форсування матиме вигляд:

f fф fф fp U i RΨ = − . (3.12)

У разі неврахування впливу демпферних контурів на режим

форсування збудження рівняння для контуру збудження може бути

записано:

100

0

1+ + = +∫

фt

f f f f f f cL pi R i i dt U UC

σ , (3.13)

де фt - час форсування збудження.

при початкових умовах 0 і ff с c

f

Ui U U

R= = . (3.14)

При малому значенні активного опору ОЗ Rf < 2 fL

C

σ

де σfL - індуктивність розсіювання ОЗ.

Корені характеристичного рівняння мають вигляд:

1 0 2 0; ; р b j р b jω ω= − + = − −

2 21 2 0 0

12 ; ,

f

р р j bL Cσ

ω ω− = + =

20

1 ;

2f

f f

Rb b

L L Cσ σω= = − - кутова частота власних коливань.

Тоді вирази струму і напруги форсування приймають вигляд

( )

( )

000 0 0

0 0 0 0

( ) sin cos sin ;

( ) s sin s ,

f c f tf

f

fc f f c

f

U U Ui t t t t e

p R

UU t U U U co t t in t

R

δωω ω δ ω

ω δ ω ρ ω

− += − −

= − + + − ⋅

(3.15)

де f

0

R ; = .

2f

f

L

C L

σ

σρ δ

ω=

101

Необхідна величина ємності накопичувача енергії, що забезпечує

коливальний розряд, визначається з рівняння балансу енергії:

(3.16)

Часом форсування, який відповідає ¼ коливального розряду ЄНЕ є

2

2

1 2 .

4 1

4

ф

f

f f

tR

L C L

=

−σ σ

π (3.17)

Оскільки Xσf>>Rf, отримаємо:

.2ф ft L Cσπ

≅ (3.18)

Тоді баланс енергії для контуру збудження:

2 2 20 2 2 0

0( )

( ) .2 2 2

f fф f cf fф f f

L I I CUR I I L C

σσ

π−+ − = (3.19)

Після розв’язання рівняння (3.19) відносно ємності НЕ отримаємо:

( )2 2

020

( )2 .fф f

f f ф

c

I IC L R t

Uσ

−= + (3.20)

На підставі аналітичного і теоретичного огляду доведено, що

інерційність контуру збудження синхронного генератора не дозволяє

ефективно підтримувати напругу статора при включенні великого

навантаження впливом тільки на кути керування тиристорного збуджувача.

2 2 20 2 2 0

0( )

( ) .2 2

f fф f cf fф f ф

L I I CUR I I t

σ −+ − =

102

Застосування ємнісного накопичувача енергії, забезпечує більш швидку

стабілізацію вихідної напруги при підключенні споживачів з різко змінним

навантаженням.

3.6 Підвищення стійкості роботи синхронного генератора

Для автономного живлення електродвигунів відповідальних

механізмів необхідно забезпечити стійкість роботи електрогенеруючого

комплексу шляхом керування контуром збудження в режимах форсування

напруги та гасіння магнітного поля [13, 52]. Не дивлячись на високу

швидкодію сучасних тиристорних систем збудження, інерційність контуру

збудження призводить в ряді випадків до втрати стійкості ЕМК. Тому, вибір

критерію стійкості є актуальною задачею.

При порушенні усталеного режиму роботи виникає надлишковий

момент, який намагається повернути ротор в початковий стан, що

визначається похідною від моменту синхронної машини по куту

навантаження, тобто поведінка СМ залежить від кутової характеристики

машини [42].

Аналіз режимів керування збудженням показує, що форсоване

значення напруги збудження синхронного генератора застосовується для

підвищення динамічної стійкості при підключенні споживачів значної

потужності [44, 102–104]. З цієї причини керування форсуванням збудження

здійснюється у функції напруги на статорі синхронного генератора, однак

при цьому не враховується знак електромагнітного моменту синхронного

генератора. Тому керування збудженням необхідно здійснювати не тільки

по рівню напруги на статорі, але і з урахуванням режиму роботи СГ: при

прискорюючому моменті необхідно форсувати збудження і гасити поле

збудження при гальмівному моменті [105, 106].

Розглянемо процеси при зміні режиму роботи СГ на підставі

основного закону руху системи при сталому моменті інерції:

103

.с об

dJ М М

dtΣ

ω⋅ = − , (3.21)

де cM – момент, що розвиває СГ; .обМ – обертовий момент привідного

механізму; ΣJ – сумарний момент інерції генератора і привідного двигуна; ω –

кругова частота обертання ротора генератора.

В сталому режимі роботи ., 0c об

dωM М

dt= = .

Оскільки, позитивний знак першої похідної від моменту по куту

навантаження є першим критерієм стійкого характеру статичного режиму

роботи синхронного генератора, то

cos 0q

d

E UMθ

θ x

∂= >

∂. (3.22)

При порушенні нормального режиму роботи наприклад: прикладанні

значного навантаження, або пониженні напруги буде змінюватись кут

навантаження θ . У випадку генератора прискорення ротора в бік

збільшення кута викликає збільшення гальмівного (електромагнітного)

моменту. При сповільненні ротора зменшується кут ,θ тобто знижується

гальмівний момент [86, 106, 107]. При збільшенні навантаження

збільшується кут ,θ що може перевищити критичний кут 2крπ

θ = , тому

необхідно вводити форсування напруги збудження при умові 0M

θ

∂≥

∂. В

іншому випадку, якщо 0M

θ

∂<

∂– необхідно здійснити розбудження.

Наприклад, при зниженні напруги на статорі Uн в результаті

збільшення навантаження на ЕМК визначимо момент СГ.

У випадку використання явнополюсного синхронного генератора в

складі електромеханічного комплексу момент має вигляд [66]:

104

21 1

sin ( ) sin 22

= + −qc

d q d

E U UM θ θ

x x x, (3.23)

де U – напруга статора ЕМК; qE – електрорушійна сила по вісі q; θ – кут

навантаження; ,d qx x – індуктивні опори відповідно по вісі d, q;

= ⋅q afd fE x I ,

де afdx – індуктивний опір обмотки збудження; fI – струм ОЗ.

Приймаючи параметри СГ, рівними U=1; ;qE 1= ;нθ 30= �

, ;q

d

x0 6

x= , ;d qx 1 6 x 1= = визначимо критичний кут навантаження

явнополюсного СГ.

2 1 1cos ( )cos2 0.

кр

qкр кр

d q dθ θ

E UMθ U θ

θ x x x=

∂ = + − = ∂ (3.24)

Підставляючи задані значення в (3.20) отримаємо

cos , ;кр крθ 0 404 θ 66= = � .

При номінальній напрузі і номінальному навантаженні для

неявнополюсного СГ приймаємо: U=1; ;qE 1= ;нθ 30= � ,q

d

x0 6

x= .

sin ;qc

d

E UM θ

x= (3.25)

, , .c1 1

M 0 5 0 51

⋅= ⋅ =

при зниженні напруги на статорі до 0,8Uн

,, sin ;

1 0 80 5 θ

1

⋅=

звідки

sin , ;θ 0 625 θ 38= = � .

105

Якщо момент синхронного генератора збільшиться в два рази:

2 sin ;qc

d

E UM θ

x= (3.26)

1 12 sin 0,5;

1cM θ⋅

= ⋅ =

звідки

sin ;θ 1 θ 90= = � .

Зміну кута навантаження θ в перехіднім процесі ( θ∆ ) можна

визначити за відношенням до постійних його значень [66]: або θ поч., або 0θ .

Обидва твердження справедливі і відрізняються тільки початковими

умовами для кута θ∆ .

Для підвищення швидкодії режимів форсування необхідно визначити

алгоритм керування контуром.

При підключення споживачів до СГ кут навантаження можна визначити

за виразом:

0 ,θ θ θ= + ∆ (3.27)

де 0θ – кут навантаження, який відповідає електромагнітному моменту

генератора Мс0, рівний новому значенню механічного моменту М0.

Відповідно і електромагнітний момент СГ, який являється функцією кута θ ,

можна представити у вигляді

0 ,c c cM M M= + ∆ (3.28)

в якому ∆Мс обумовлений кутом θ∆ .

Рівняння моментів генератора прийме вигляд:

0 c ΣM M J pω− = .

З урахуванням того, що 00 0, p =cM M θ ω ω= − , а також співвідношень

(3.27) та (3.28) рівняння моментів прийме вигляд:

106

2 0,Σ τ cJ p θ M∆ + ∆ = (3.29)

де ω0 – синхронна кругова частота.

При прийнятих допущеннях Мс є функцією лише однієї змінної – кута

θ , і тому можна записати

,c sM M θ∆ = ∆ (3.30)

де sM – коефіцієнт синхронізуючого моменту

0

cs

θ θ

MM

θ =

∂ = ∂ . (3.31)

Таким чином, керування контуром збудження повинно здійснюватись

не лише в функції напруги на статорі але і в функції похідної

електромагнітного моменту за кутом навантаження СГ.

3.7 Розрахунок режимів початкового збудження синхронного

генератора

3.7.1 Розрахунок режимів початкового збудження синхронного

генератора в фазних координатах

Наведення рівнянь синхронного генератора в фазних координатах А,

В, С – d, q спричинено необхідністю дослідити перехідні процеси

початкового збудження. Тому для дослідження режиму початкового

збудження використовується система рівнянь, записана в матричній формі

(2.1).

Для оцінки впливу ємнісного накопичувача енергії на вихідні параметри

синхронного генератора наведені розрахунки з використанням розробленої

моделі (рис. 3.10, рис. 3.11).

На рис.3.9 приведені розрахункові залежності початкового збудження

uf = 22 B і вмикання навантаження при t = 0,2 c, RH = 50 Ом, LH = 10 мГн і при

t = 0,8 c, RH = 20 Ом, LH = 10 мГн і ємності накопичувача енергії С =116 мкФ.

107

Рисунок 3.10 – Розрахункові залежності початкового збудження і

вмикання навантаження на виводи синхронного генератора з ємнісним

накопичувачем енергії в контурі збудження

108

Рисунок 3.11 – Розрахункові залежності початкового збудження і

вмикання навантаження на виводи синхронного генератора без ємнісним

накопичувачем енергії в контурі збудження

109

На рис. 3.10,а приведені розрахункова залежність вихідної напруги uа,

на рис. 3.10,б – струм навантаження фази iа, на рис. 3.10,в – струм в контурі

збудження з ємнісним накопичувачем енергії. Аналіз розрахункових

залежностей доводить, що при накиданні активно-індуктивного

навантаження посадка напруги практично відсутня, а струм в контурі

збудження зростає майже миттєво в результаті ємнісної компенсації

інерційності контура збудження.

На рис. 3.11 приведені розрахункові залежності початкового

збудження і вмикання навантаження синхронного генератора без ємнісного

накопичувача енергії в контурі збудження. Аналіз розрахункових

залежностей цього режиму показує, що при вмиканні навантаження падіння

напруги на затискачах генератора складає ≈35 % від номінального значення.

Порівняльний аналіз розрахункових залежностей показує, що швидкодія

форсування струму збудження з ЄНЕ в ОЗ значно вище, ніж у серійних

тиристорних збуджувачів. Форсування режиму збудження викликає

підвищення сплеску струму статора, електромагнітного моменту і коливання

ротора. Розрахункові залежності струму збудження підтверджують аналітичні

залежності (3.6) і (3.7).

3.7.2 Розрахунок режимів накиду навантаження при початковому

збудженні синхронного генератора в ортогональних координатах

Оскільки, параметри синхронного генератора приводяться для

поздовжньої й поперечної осей, що вимагає перерахування цих параметрів для

фазних координат. Тому для складання розрахункової схеми одним з найбільш

зручних методів запису рівнянь синхронного генератора є їхній запис в осях d,

q, 0, тому що дозволяє звільнитися від змінних коефіцієнтів [108, 109, 110].

Розрахунок перехідних процесів електромеханічного комплексу

виконується згідно математичної моделі СГ та структурної схеми системи

керування контуром збудження наведеної на рис. 3.12.

110

1

1

.

;

;

;

;

;

;

;

.

dd d q

q

q q d

f

f f f c

kdkd kd kd

kq

kq kq kq

cc f

Σ с нав

с d q q d

dψu r i ψ ω

dt

dψu r i ψ ω

dt

dψu r i u

dt

dψ= u r i

dt

dψ= u r i

dt

dux i

dt

dωJ М М

dt

М ψ i ψ i

= + + = + − = − − − −

=

⋅ = −

= −

(-)

:x

ωud

uq

id

iq

id 2

iq 2

Kт РП

Мc

(-)

Ку

uвх

Ku

СІК

РП1.2

К тз

Tтз p+1

uf

Pем

Mθ

∂∂

Kii

РП1.1uc

uc

uГ

id

iq

sqrtu

Г

ud

uq

ud 2

uq 2

Pем

isqrt

uf

111

Для оцінки впливу ємнісного накопичувача енергії на швидкодію

наростання величини напруги збудження Uf генеруючої установки

електроживлення наведені розрахунки з використанням розробленої моделі

(рис. 3.13).

В структурній схемі (рис. 3.12) передбачено два канали (контури)

стабілізації напруги:

1. Перший канал – включає зворотний негативний зв’язок по напрузі та

позитивний зв’язок по струму статора, які впливають на напругу збудження.

Цей канал стабілізує напругу генератора при малих збуреннях.

2. Другий канал – стабілізації напруги СГ при великих збуреннях,

керування яким здійснюється по похідній активного моменту, що забезпечує

ємнісну компенсацію інерційності контуру збудження. Тобто при перевищенні

похідною допустимого значення вмикається поляризоване реле (РП), що

призводить до вмикання накопичувача енергії в контур збудження.

При підключенні до синхронного генератора трифазного асинхронного

двигуна меншої потужності за генератор працює перший контур стабілізації

напруги збудження.

При значних навантаженнях на СГ, вмикається поляризоване реле, яке

реагує на знак похідної по моменту і куту навантаження та вводиться ємність в

контур збудження для компенсації інерційності, оскільки швидкість

стабілізації напруги забезпечується інтенсивністю наростання струму

збудження if.

На рис. 3.13 наведені розрахункові залежності перехідних процесів при

циклічному навантаженні синхронного генератора з ємністю в контурі

збудження.

На структурній схемі (рис. 3.12) Мнав – величина моменту навантаження,

яке підключається до ЕМК.

Номінальні дані синхронного генератора типу МСА 72/4А у в.о.:

r1=0,047; xad=1,50; xaq=0,7; x1σ=0,06; rf=0,0059;

rkd=0,043; xfσ=0,18; rkq=0,056; xσkd=0,11; xσkq=0,073.

112

Аналіз розрахункових залежностей показує, що при циклічному

навантаженні зниження напруги можна компенсувати за допомогою ємності в

контурі збудження [108, 110].

Рисунок 3.13 – Значення вихідної напруги СГ при циклічному

навантаженні: без ЄНЕ в контурі збудження (а); з ЄНЕ в контурі збудження (б)

На математичній моделі було досліджено вплив ємнісного накопичувача

енергії на швидкодію режимів роботи генеруючої установки при підключенні

споживачів співставної потужності зі статичним характером навантаження

(електропічі, нагрівальні прилади і т.д.). При підключенні великого

навантаження напруга просіла до величини U = 170 В, при цьому система

113

керування (рис. 3.13, а) стабілізувала напругу на початковому номінальному

рівні через t = 0,6 c, а при керуванні з ЄНЕ в контурі збудження генератора

(рис. 3.13, б) – через t = 0,2 c за рахунок розряду ємності.

При некомпенсованому контурі збудження, амплітуда коливань вихідної

напруги генератора склала ∆U = 20 В, а період автоколивань Т = 0,35 с (рис.

3.13, а). З ємнісною компенсацією інерційності обмотки збудження, амплітуда

коливань вихідної напруги склала ∆U = 18 В, а період автоколивань Т = 0,3 с

(рис. 3.13, б).

Для оцінки впливу ємнісного накопичувача енергії на вихідні

параметри генеруючої установки джерела електроживлення при

підключенні споживача співставної потужності наведені розрахунки з

використанням розробленої моделі.

На рис. 3.14–3.15 наведені розрахункові залежності вихідної напруги

СГ UГ = 230 В з початковим збудженням Uf = 22 B і вмиканням

співставного навантаження у вигляді активних резисторів з опором 10 Ом в

кожній фазі на 4 секунді t = 4 c, і ємності накопичувача енергії С = 100 мкФ.

При підключенні до генеруючої установки споживачів співставної

(великої) потужності відбувається значна просадка вихідної напруги. Аналіз

розрахункових залежностей (рис. 3.14 і 3.15) показує, що істотне

збільшення швидкості наростання струму збудження і стабілізації вихідної

напруги ЕМК досягається вмиканням накопичувача енергії в контур

збудження.

На рис. 3.14, а, б, в наведені розрахункові залежності режиму форсування

вихідної напруги генератора, напруги та струму збудження без ємнісної

компенсації інерційності контуру збудження, а на рис. 3.15, а, б, в –

розрахункові залежності режиму форсування напруг та струму з ЄНЕ.

114

3,0 3,2 3,4 3,6 3,8 4,0 4,2 4,4 4,6 4,8

16

18

If ,Aб)

в)

3,0 3,2 3,4 3,6 3,8 4,0 4,2 4,4 4,6 4,821

22

23Uf ,B а)

3,0 3,2 3,4 3,6 3,8 4,0 4,2 4,4 4,6 4,8

16

18

If , A

3,0 3,2 3,4 3,6 3,8 4,0 4,2 4,4 4,6 4,821

22

23U f,B

а)

б)

в)

3,0 3,2 3,4 3,6 3,8 4,0 4,2 4,4 4,6 4,8

-200

-100

0

100

200

250UГ, B

-250 t , c 3,0 3,2 3,4 3,6 3,8 4,0 4,2 4,4 4,6 4,8

-200

-100

0

100

200

250

-250

UГ, B

t , c

t , c

t , c

t , c

t , c

115

За результатами математичного розрахунку досліджено, що при

підключенні до ЕМК споживача співставної потужності 11 кВт, просідання

вихідної напруги на статорі синхронного генератора з некомпенсованим

контуром склало до ∆UГ = 40 % від номінального значення, а з вмиканням ЄНЕ

в обмотку збудження просідання вихідної напруги на статорі синхронного

генератора не перевищує ∆UГ = 10 %.

Аналіз перехідних процесів показує, що час стабілізації вихідної

напруги СГ без ЄНЕ складає t ≈ 0,6 c, а з ЄНЕ t ≈ 0,2 с. Напруга в контурі

збудження синхронного генератора з використанням компенсуючого

пристрою зростає майже миттєво в порівнянні з некомпенсованим

контуром. Таким чином при одній і тій самій кратності максимальної

напруги збудження швидкодія пристрою, що досліджується, в режимі

форсування значно вища, ніж без ЄНЕ.

3.8 Динаміка живлення двигуна змінного струму від синхронного

генератора обмеженої потужності

При живленні від генератора, що має потужність співставну з потужністю

двигуна який підключається, процес зміни напруги за час пуску двигуна

відбувається наступним чином: в перший момент після вмикання двигуна

напруга на статорі синхронного генератора зменшується внаслідок втрати

напруги в перехіднім реактивнім опорі – розсіювання генератора [111, 112].

В межах при сталому режимі на синхронному генераторі встановлюється

відповідне значення напруги. Зміна напруги на генераторі від початкового

значення напруги Uпоч до сталої напруги Uст буде відбуватись практично за

експоненційним законом

'

( ) .d

t

Tст ст почU U U U e

−

= − − ⋅ (3.32)

Постійна часу перехідного процесу визначається за формулою

116

0

'' ' ,d nd d

d n

x xT T

x x

+=

+ (3.33)

де 0

'dT – постійна часу перехідного процесу при розімкненій обмотці

статора;

'dx та dx – перехідний і синхронний реактанси генератора;

nx – реактивний опір двигуна та навантаження, що підключається.

Визначення початкового значення напруги здійснюється за формулою

'

',

⋅=

+d n

поч

d n

E xU

x x (3.34)

де 'dE – ЕРС генератора за перехідним реактивним опором.

Стале значення напруги може бути визначено аналітично або графічно

рис. 3.16 [112].

Якщо синхронний генератор не несе іншого навантаження окрім двигуна,

що під’єднали, то в цьому випадку величина напруги повинна обиратись тільки

з умови можливості пуску двигуна при допустимому нагріві його обмоток

пусковими струмами. Для механізмів з легкими умовами пуску можна

приймати величину напруги, достатню для розвороту двигуна, що дорівнює 0,7

від номінальної напруги двигуна:

'

'

,.

,d

n

d

0 7 xx

E 0 7

⋅=

− (3.35)

Приймаючи 'dx =2 і '

dE =1,05, отримаємо:

, ,,

, ,n0 7 0 2

x 0 41 05 0 7

⋅= =

−

117

Рисунок 3.16 – Напруга на генераторі в залежності від умовної пускової

потужності при сталому режимі

або

1 1

0,25.0,4

н

б n

P

P x= = = (3.36)

Приймаючи кратність пускового струму двигуна, рівну 5, отримаємо, що

генератор може забезпечити пуск двигуна, шо має номінальну потужність,

рівну 0,5 від потужності генератора [112].

В даному випадку розглянута можливість пуску двигуна змінного струму

від ЕМК, тобто наведені розрахунки які забезпечують пуск двигуна потужністю

0,5 від потужності генератора.

Однак, при цьому не розглядається динамічне падіння напруги на статорі

генератора при пуску цих двигунів [112].

Теоретичними розрахунками і експериментальними випробуваннями

(розділ 4) доведено, що ємнісна компенсація забезпечує пуск двигуна

118

співставної потужності при динамічному просіданні напруги не більше

0,15·Uном. З некомпенсованим контуром при тих самих параметрах генератора і

двигуна просідання напруги складає 0,39·Uном.

Пуск двигуна потужністю більшою ніж потужність СГ не доцільна,

оскільки в тривалому режимі це призведе до перегріву генератора та виходу

його з ладу.

Якщо генератор працює з навантаженням, то в цьому випадку допустиме

зниження напруги при пуску двигуна буде визначатись не тільки із умови

можливості пуску двигуна, а головним чином, виходячи із допустимого

зниження напруги для інших приймачів електроенергії, які увімкнені до

генератора. Визначення початкової і сталої напруги повинно здійснюватись з

урахуванням навантаження. При визначенні пускової потужності можна

враховувати тільки реактивну складову навантаження, не враховуючи активну

складову.

Нижче наведено розрахунки підключення споживачів до синхронного

генератора електромеханічного комплексу:

І. Визначимо зміну напруги при пуску двигуна 870 кВт (6 кВ, 100 А,

соsφ=0,86; кратність пускового струму 5,5) від генератора потужністю 1600кВт,

1870 кВА, 6,3 кВ, 108 А, ' ' , ; , ; ,d0

d dx 0 2 x 1 26 T 2 6 c= = = . Іншого навантаження

на генератора немає.

Розрахунок здійснюємо для струму збудження, рівного номінальному і

для струму збудження, рівного 1,5 від номінального.

1) Визначаємо опір двигуна, який приведений до номінальної напруги і

номінальної потужності генератора,

2

21

,3

бн днdн

дн дн дн гн

P Ux

К І U U= ⋅

⋅ ⋅ ⋅ (3.37)

,, ,

2

dн 2

1870 6x 0 297

5 5 3 100 6 6 3= ⋅ =

⋅ ⋅ ⋅

119

2) Визначаємо початкове значення напруги при холостому ході:

, ,,

, ,поч6 3 0 297

U 3 760 2 0 297

⋅= =

+ кВ

або

,

, .поч

н

U 3 760 63

U 6= = (3.38)

Електрорушійна сила 'dE в даному випадку дорівнює напрузі на

генераторі, оскільки генератор не має іншого навантаження.

3) Визначаємо умовну пускову потужність,

2

2

3,

⋅ ⋅ ⋅ ⋅=

⋅н дн дн дн гн

б гн дн

P К І U U

P S U (3.39)

, ,.

2н

2б

P 5 5 3 100 6 6 33

P 1870 6

⋅ ⋅ ⋅ ⋅= =

⋅

4) За рис. 3.17 визначаємо стале значення напруги при номінальному

збудженні, , , , ,ст гнU 0 45 U 0 45 6 3 2 84= ⋅ = ⋅ = кВ або ,

,ст

н

U 2 840 47

U 6= = і

збудженні 1,5 від номінального , , , ,ст гнU 0 67 U 0 67 6 3 4 22= ⋅ = ⋅ = кВ або

,,ст

н

U 4 220 7

U 6= =

Таким чином, при номінальному струмі збудження напруга після

вмикання двигуна почне зменшуватись і при сталому режимі буде дорівнювати

тільки 0,47 від номінальної напруги двигуна. Такої напруги буде недостатньо

для пуску двигуна. При збудженні, рівному 1,5 від номінального, напруга після

вмикання двигуна почне збільшуватись і досягне 0,7 від номінальної напруги

двигуна. При цьому значенні напруга двигуна зможе розвернутись.

5) Визначаємо постійну часу перехідного процесу,

' , ,, ,

, ,d0 2 0 297

T 2 6 0 831 26 0 297

+= ⋅ =

+ с

120

Таким чином, процес зміни напруги від початкової до сталої

закінчується приблизно за час 30

'dT , тобто за час близько 2,5 с. Проведений

розрахунок передбачає, що за час пуску опір двигуна залишається

незмінним. По мірі збільшення числа обертів опір двигуна буде

збільшуватись і внаслідок цього напруга буде більшою від отриманої за

проведеним розрахунком.

ІІ. Визначити допустиму потужність двигуна за умовами пуску при

живленні від синхронного генератора потужністю 1600 кВт при струмі

збудження, рівному 2-кратному номінальному струму збудження.

Параметри генератора наведені в попередньому прикладі (І). Іншого

навантаження на генераторі немає. Номінальна напруга двигуна 6 кВ.

Напруга, необхідна для пуску двигуна, складає 0,7 від номінальної

напруги генератора.

1) За рис. 3.16 для напруги генератора, рівної 0,7, і для значення струму

збудження, рівного двократному номінальному, визначаємо пускову

потужність двигуна. Знаходимо,

, .н

б

P3 65

P=

2) Приймаючи кратність пускового струму двигуна, рівну 5, добуток

cos 0,85⋅ =дн днη φ і номінальну напругу 6 кВ, отримаємо номінальну

потужність двигуна в кВт:

2

2

cos⋅ ⋅ ⋅ ⋅=

⋅

нб дн дн дн

бдн

дн гн

PP η φ U

PP

К U, (3.40)

, ,

,

2

дн 2

3 65 1870 0 85 6P 1052

5 6 3

⋅ ⋅ ⋅= =

⋅ кВт.

ІІІ. Визначити можливість пуску асинхронного двигуна 870 кВт, 6 кВ від

синхронного генератора потужністю 1600 кВт при умові, що генератор має

121

навантаження 200 кВт при соsφ = 0,8. Дані двигуна і генератора наведені в

прикладі (І). Використовується автоматичний регулятор збудження.

При визначенні умовної потужності будемо враховувати тільки реактивну

потужність навантаження.

Максимальне значення струму при роботі автоматичного регулятора

збудження дорівнює 2 від номінального струму збудження [112]. Враховуючи

наявність попереднього навантаження, приймаємо, що напруга при запуску

двигуна повинна бути не менше 0,7.

1) Визначаємо пускову потужність двигуна і навантаження:

222 0,6

30,8

гн ндн дн дн

днн

б б

U PК І U

UP

P P

⋅⋅ ⋅ ⋅ ⋅ +

= , (3.41)

, ,,

,,

2

н

б

6 3 200 0 65 5 3 100 6

P 6 0 83 45

P 1870

⋅ ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ + = =

або

, .,

нdn

б

P 1x 0 29

P 3 45= = = (3.42)

2) Визначаємо початкове значення напруги,

'

'

,,d n

поч

d n

E x 1 05U

x x

⋅ ⋅=

+ (3.43)

, , ,, , ,

, ,поч6 3 0 29 1 05

U 6 3 0 613 3 920 2 0 29

⋅ ⋅= ⋅ =

+ кВ

де 6,3·1,05 – ЕРС за перехідним реактивним опором

' '( , ),

2нd гн d

б

PE U 1 x 0 6

0 8 P= ⋅ + ⋅

⋅, (3.44)

122

' , ( , , ) , ,,d

200E 6 3 1 0 2 0 6 1 05 6 3

0 8 1870= ⋅ + ⋅ = ⋅

⋅

Стале значення напруги на рис. 3.16 для збудження 2 від номінального і

умовної пускової потужності 3,45 дорівнює 0,75

або

', , , ,ст dU 0 75 E 0 75 6 3 4 73= ⋅ = ⋅ =

3) Визначаємо зміну напруги в часі згідно (3.32)

,, ( , , )

t

0 81U 4 73 4 73 3 92 e−

= − − ⋅ ,

де постійна часу

' , ,, ,

, ,d0 2 0 29

T 2 6 0 821 26 0 29

+= =

+

через t = 0,82 с напруга на статорі генератора буде дорівнювати:

, ( , , ) , ,U 4 73 4 73 3 92 0 445 4 4= − − ⋅ = кВ,

або

,,

,ст

гн

U 4 40 7

U 6 3= =

Пуск двигуна 870 кВт в даному випадку при наявності автоматичного

регулятора збудження цілком допустимий.

Проведеними в роботі розрахунки встановлено, що динамічна стійкість

ЕМК не порушується при дотриманні певного співвідношення потужностей

генератора РG і навантаження РН (асинхронний електропривод): РН / РG ≤ 0,65.

3.9 Дослідження аварійних режимів електромехаічого комплексу

Розроблені математичні моделі і структурні схеми, теоретичні

дослідження і порівняльний аналіз систем збудження синхронних

123

генераторів проведені в розділі 2, 3 дозволили створити наукову основу для

розробки пристроїв гасіння поля на базі ємнісних накопичувачів енергії, що

володіють поліпшеними експлуатаційними показниками при високій

надійності їх функціонування [107, 108, 113 – 115].

При наявності демпферної обмотки струми раптового короткого

замикання збільшуються, сповільнюються перехідні процеси при

форсуванні збудження і гасінні магнітного поля СГ, тому стало питання

дослідження впливу короткого замикання (КЗ) на режим роботи машини.

Дослідженню пристроїв гасіння поля СМ в режимі генератора присвячені

наступні публікації [57, 66, 74, 107, 116]. У розроблених і досліджуваних

пристроях примусове виключення тиристорів збуджувача забезпечується

або зустрічною напругою, або зустрічним струмом ємнісного накопичувача

енергії.

До найбільш негативних наслідків призводять трифазні короткі

замикання. Однак, найбільш поширеним видом короткого замикання

являється несиметричне коротке замикання – однофазне, двофазне на

нейтраль. Відносна вірогідність коротких замикань по даним професора

С.А. Ульянова відображається наступними співвідношеннями:

- трифазне симетричне КЗ – 5 %;

- двофазне КЗ – 10 %;

- однофазне КЗ – 65 %;

- подвійне однофазне КЗ – 20 %.

Найбільший сталий струм КЗ в синхронній машині виникає при

однофазному короткому замиканні, струм подвійного двофазного короткого

замикання (двофазне замикання на нейтраль) більший струму симетричного

короткого замикання.

Не дивлячись на відносну нетривалість, короткі замикання, які

ліквідуються релейним захистом, призводять до порушення не лише

нормального електропостачання, а також негативно відображаються на

роботі суміжних, особливо, завантажених електроприймачів [71].

124

Єдиним способом, що дозволяє обмежити величину пошкоджень

електричних машин при внутрішніх коротких замиканнях є швидке гасіння

магнітного поля. В залежності від системи збудження синхронної машини

можливі наступні методи і пристрої гасіння магнітного поля [105, 107, 116–

118]:

1) вмикання в обмотку збудження розрядного резистора, кратність

якого визначає час гасіння поля і рівень перенапруг на ОЗ;

2) переведення збуджувача в інверторний режим, при якому час

гасіння поля визначається величиною кратності напруги форсування;

3) вмикання ємнісного накопичувача енергії з перетворенням

електромагнітної енергії ОЗ в електричну енергію з послідуючим розрядом

останньої на розрядний резистор.

Оскільки в технічній літературі відсутня єдина думка відносно

ефективності різних засобів і способів гасіння поля СГ, тому виникла

необхідність оцінки швидкодії гасіння поля з урахуванням кратності

перенапруг на ОЗ.

Розглянемо вираз струму контуру збудження при різних системах

збудження в режимі гасіння поля СГ. При вмиканні в обмотку збудження

розрядного резистора з коефіцієнтом кратності форсування напруги fK

[107, 117]:

( )( )

1

1 ' 1f d

f f f

i pR K T p

= −+ +

δσ

ψ , (3.45)

де '

1f

ff

TT

K=

+σ

σ - постійна часу контуру збудження.

При переведенні збуджувача в режим інвертування з fK -кратним

форсуванням:

( ) ( )1

1f f f d

f f

i K U pR T p

= − ⋅ ⋅ ++

δσ

ψ . (3.46)

125

При вмиканні електричної ємності в контур збудження:

( )2 1c

f d

f f c c

T pi p

R T T p T p= −

⋅ + +δ

σ

ψ . (3.47)

При одночасному вмиканні в ОЗ електричної ємності і шунтуючого її

резистора:

( )2

1

1c

f c dRcf f c c

T pi u p

T pR T T p T p

= − +

+ + ∓ δ

σ

ψ . (3.48)

Порівняльний аналіз одержаних виразів (3.45–3.48) показує, що

вмикання електричної ємності сприяє більш інтенсивній зміні струму ОЗ,

оскільки в чисельнику знаходиться форсуючий член, а знаменник

відповідає знаменнику коливальної ланки. При одночасному вмиканні

електричної ємності і шунтуючого її резистора характер зміни струму ОЗ

визначається ще і інтегральним значенням напруги на ємності і його

знаком. При інвертуванні збуджувача або вмиканні розрядного резистора в

ОЗ зміна струму носить аперіодичний характер, але з різними постійними

часу контуру збудження.

Для введення в контур збудження СГ додаткових елементів в режимі

гасіння поля необхідно застосовувати або силову контактну апаратуру, або

цю операцію проводити за допомогою безконтактних силових елементів.

Для статичних напівпровідникових систем збудження вживання контактної

апаратури на великі струми є проблематичним, тому для переривання

струму прийнято примусове вимикання тиристорів збуджувачів із

застосуванням ємнісних накопичувачів енергії [114, 116].

При дослідженні явнополюсних СГ в режимі короткого замикання

насичення магнітного кола звичайно враховують тільки по поздовжній вісі.

126

Для цього у виразах для потокозчеплень представляють індуктивний опір

реакції якоря по поздовжній вісі у функції поздовжньої складової

потокозчеплення в повітряному зазорі. Зокрема, при гасінні поля

збудження СГ, що працює в режимі близькому до режиму холостого ходу,

справедлива наступна система рівнянь для поздовжньої вісі СМ [117, 120,

121]:

( ) ;

( ) ;

( ) ;

;

;

( ) .

d d ad d f kd d d

f f f ad d f kd f f d

kd kd kd ad d f kd kd kd d

f f f f

kd kd kd

ad d

x i x i i i x i

x i x i i i x i

x i x i i i x i

p u R i

p r i

x f

= + + + = +

= + + + = + = + + + = +

= − = − =

σ σ δ

σ σ δ

σ σ δ

δ

ψ ψ

ψ ψ

ψ ψ

ψ

ψ

ψ

(3.49)

Після необхідних перетворень, вказана система може бути

представлена виразом:

( ) ( )1d f f f f f fkd kd ad

x p xx i x i

x p r x

= + − + − +

σ σσ

σψ ψ ψ , (3.50)

де fψ - визначається за напругою і струмом четвертого рівняння системи

(2.4) відповідно до режиму роботи збуджувача.

Оскільки демпферний контур в поперечній осі практично не робить

впливу на процес гасіння поля при холостому ходу СГ, то він в розрахунках

не враховується.

Проведемо оцінку ефективності гасіння поля СГ з демпферними

контурами для раніше розглянутих технічних рішень [53, 107, 122] шляхом

розрахунку перехідних процесів в режимі гасіння магнітного поля.

Для дослідження впливу ЄНЕ на вихідні параметри генеруючої

установки джерела електроживлення в режимі короткого замикання

127

наведені розрахунки з використанням записаних вище виразів (рис. 3.17,

3.18) при роботі на холостому ході та при наявності споживачів співставної

потужності (рис. 3.19). Розрахунок перехідного процесу короткого

замикання СГ виконаний по повній системі диференціальних рівнянь на

ЕОМ [121, 122, 123]. Процес КЗ починається близько 1600 електричної

секунди (е.с.).

Рисунок 3.17 – Результати розрахунку режимів КЗ синхронного

генератора без ЄНЕ в контурі збудження

128

Результати математичних розрахунків без використання ємнісного

накопичувача енергії (рис. 3.17) показали, що в момент КЗ величина струму в

контурі збудження збільшується більше ніж до 6-ти кратного значення з 0,0 до

6,50 відносних одиниць (в.о.) Струм в обмотці статора збільшується майже до

11-ти кратного значення (з 0,96 до 10,75).

ω, в.о.

If, в.о.

Is, в.о.

Ikd, в.о.

Ikq, в.о.

1500 1550 1600 1650 1700 1750 1800 1850 19000,95

1

1,05

1500 1550 1600 1650 1700 1750 1800 1850 1900-5

0

5

10

1500 1550 1600 1650 1700 1750 1800 1850 19000

5

10

1500 1550 1600 1650 1700 1750 1800 1850 1900-5

0

5

1500 1550 1600 1650 1700 1750 1800 1850 1900-5

0

5

t, е. с.

t, е. с.

t, е. с.

t, е. с.

t, е. с.

Рисунок 3.18 – Результати розрахунку режимів КЗ синхронного

генератора з ЄНЕ в контурі збудження

129

Результати розрахунків з ЄНЕ (рис. 3.18) показали, що в момент КЗ

величина струму в контурі збудження збільшується майже до 6-ти кратного

значення з 0,0 до 5,84 в.о. Струм в обмотці статора збільшується майже до 10-

ти кратного значення (з 0,96 до 9,6).

Рисунок 3.19 – Результати розрахунку режимів КЗ синхронного

генератора при наявності споживачів співставної потужності

Результати математичних розрахунків без ємнісного накопичувача

енергії (рис. 3.19) показали, що в момент КЗ величина струму в контурі

збудження збільшується майже до 6-ти кратного значення з 1,0 до 5,84 в.о.

Тривалість КЗ становить t = 243 e.c. Струм в обмотці статора збільшується

майже до 10-ти кратного значення (9,55).

130

Результати розрахунків з ЄНЕ (рис. 3.19) показали, що в момент КЗ

величина струму в контурі збудження збільшується до 4-ти кратного значення

з 0,5 до 4,50 в.о. Тривалість КЗ становить t = 235 e.c. Струм в обмотці статора

збільшується до 7-ти кратного значення (7,44).

На рис. 3.20 наведені криві зміни струму якоря синхронного генератора,

при несподіваному короткому замиканні, які отримані за результатами

розрахунку по розробленій математичній моделі електромеханічного

комплексу.

Рисунок 3.20 – Криві зміни струму якоря синхронного генератора, при

несподіваному короткому замиканні: а) струм короткого замикання на

генераторі без ЄНЕ; б) струм короткого замикання на генераторі з ЄНЕ

131

Результати розрахунків доводять, що тривалість струму короткого

замикання на генераторі без ємнісного накопичувача енергії t = 8 c. (рис.

3.20, а) більша, у порівнянні з використанням ЄНЕ t = 6 c (рис. 3.20, б).

3.10 Енергетичні показники статичних збуджувачів синхронних

генераторів

За результатами розрахунків доцільності використання мостової і

нульової схем збуджувача в розділі 1.5 було доведено, що використовувати

трифазну нульову схему не доцільно.

Отже, визначимо енергетичні показники мостових симетричних та

напівкерованих збуджувачів відповідно до методики [57, 107, 124, 125].

Приймаючи D = 0,5, отримуємо:

- для трифазної мостової симетричної схеми: D = cos , ;α 0 5 α 60= = � ;

- для трифазної мостової напівкерованої схеми:

cos,cos ,

1 αD α 2D 1 α 90

2

+= = − = � . (3.51)

Споживана активна потужність Рfн:

- для симетричної схеми:

,fн fн fнm m

3 3P U I сosα 0 827U I

π= = ; (3.52)

- для несиметричної схеми:

( cos ) ,fн fн fнm m

3 3P U I 1 α 0 827U I

2π= + = . (3.53)

132

Споживана реактивна потужність Qfн:

- для симетричної схеми:

sin , ,,fн fн fнfн m m m

3 3 3 3Q U I α U I 0 866 1 433U I

π 3 14= = = ; (3.54)

- для несиметричної схеми:

sin ,fн fнfн m m

3 3Q U I α 0 827U I

2π= = . (3.55)

Коефіцієнт зсуву:

- для симетричної схеми cos ,φ 0 5= ;

- для несиметричної схеми cos , ,φ D 0 5 0 707= = = . (3.56)

Коефіцієнт викривлення:

- для симетричної схеми:

. . ,м с

3ν 0 955

π= = ; (3.57)

- для несиметричної схеми:

. .,

,,

,,

м н6 D 6 0 5

ν 0 78α 1 57

π 1 3 14 1π 3 14

⋅= = =

− −

. (3.58)

Коефіцієнт потужності:

- для симетричної схеми:

133

. . ,м с3

χ D 0 477π

= = ; (3.59)

- для несиметричної схеми:

. .,

,,

,,

м нD 6 0 5 6

χ 0 552α 1 57

π 1 3 14 1π 3 14

= = =

− −

. (3.60)

Аналіз наведених співвідношень показує, що при рівних значеннях

діапазону регулювання напруги D = 0,5, істотним недоліком сучасних

симетричних мостових збуджувачів СГ у порівнянні з несиметричними є

значне зниження коефіцієнта потужності на 13,59 % і зростання реактивної

потужності на 42,29 % (рис. 3.21–3.23).

Таким чином, при існуючій кратності форсування по напрузі (Kf=1,8)

сучасні симетрично керовані тиристорні збуджувачі є значними

споживачами реактивної потужності Qfн./Pfн = 1,6–2,9, а споживана ними з

генератора повна потужність перевищує потужність збудження в 2–3,9 рази

[44, 57].

Значного покращення енергетичних показників можна досягти

застосуванням несиметричних мостових збуджувачів, які дозволяють не

тільки знизити споживання реактивної потужності, але і значно спростити

силовий перетворювач заміною анодної або катодної групи керованих

вентилів діодами, з одночасним скороченням у два рази каналів керування.

Розглянемо енергетичні показники симетричного і не симетричного

збуджувачів (рис. 3.21–3.23).

Розрахункові порівняння залежностей коефіцієнта потужності і

діапазону регулювання (рис. 3.21) доводять, що регулювання за допомогою

несиметричного збуджувача має кращі енергетичні показники в порівнянні

з симетричним. Так при діапазоні регулювання від D = 1,0 до D = 0,75

коефіцієнти потужності для несиметричної і симетричної мостової схем

майже однакові, а при діапазоні D = 0,75 і нижче коефіцієнт потужності для

134

несиметричної мостової схеми значно вищій у порівнянні з симетричною.

Починаючи від діапазону регулювання D = 0,6 до D = 0,15 зростання

коефіцієнта потужності для несиметричного збуджувача у порівнянні з

симетричним становить 15 %.

0 0,1 0,40,30,2 D

0,1

χ = f(D)

0,90,80,70,60,5

0,5

0,4

0,3

0,2

0,6

0,7

0,9

0,8

χ

несиметричний збуджувач

симетричний збуджувач

Рисунок 3.21 – Залежність коефіцієнта потужності від діапазону

регулювання

135

136

137

Також несиметрична схема споживає майже вдвічі менше реактивної

потужності при однакових кутах керування (рис. 3.23).

Аналіз залежностей рис. 3.22–3.23 показує, що при кутах регулювання

α більше 60о коефіцієнт потужності в напівкерованому мостовому

випрямлячі дещо вищий, у порівнянні з повністю керованою схемою, за

рахунок того, що в момент, коли напруга на навантаженні прагне досягти

від’ємного значення, відпирається некерований вентиль тієї фази, до якої

відноситься відкритий тиристор, і енергія, що запасена в індуктивності

навантаження, витрачається в останній, а не віддається в мережу [57, 107,

124].

Побудовані залежності доводять переваги використання

несиметричних збуджувачів в порівнянні з симетричними.

3.11 Техніко-економічне обґрунтування застосування системи

збудження з ємнісним накопичувачем енергії в контурі збудження

синхронного генератора електромеханічного комплексу

3.11.1 Розрахунок вартості складових електромеханічного комплексу

Застосування напівкерованих систем збудження з ЄНЕ в контурі

збудження СГ дозволяє суттєво покращити експлуатаційні показники

електромеханічної установки в порівнянні з симетричними тиристорними

збуджувачами та підвищити енергетичні показники [126].

Для визначення економічної ефективності розглянуто два варіанта

електромеханічних комплексів потужністю понад 1000 кВт і потужністю

48 кВт, другий варіант розрахований безпосередньо для дизель-генераторного

комплеку із синхронним генератором, який впроваджено в НВО

“Дніпрофмаш”, що підтверджено відповідним актом впровадження

(Додаток Г):

138

І варіант

1 Дизельний генератор типу NiK DG 1100C, Рном = 1100 кВт з серійною

симетричною тиристорною системою збудження ТЕ8–320, Ufн = 75 В, ifн = 320 A

(витрати палива складають 0,208 л на 1 кВт/год).

2 Дизельний генератор типу NiK DG 1100C, Рном = 1100 кВт з

розробленою напівкерованою системою збудження і накопичувачем енергії.

Для дизель генератора NiK DG 1100C у першому випадку, як базового у

відповідності з [8, 42] (капітальні вкладання) вартість складає 5618141 грн.

Вартість складових електромеханічного комплексу за серійним та

проектним варіантами приведено у табличній формі (таблиця 3.2)

Таблиця 3.2 – Вартість складових електромеханічного комплексу за

серійним та розробленим варіантами

Вартість обладнання, грн Найменування і технічна характеристика

обладнання Серійний

варіант

Розроблений

варіант

1 Дизельний двигун 3651791,65 3651791,65

2 Синхронний генератор потужністю 1100

кВА

1685442,3 1685442,3

3 Система збудження генератора з

симетричним мостовим перетворювачем:

- номінальна напруга збудження – 75 В;

- номінальний струм збудження – 320 А.

280907,05 140453,53

Порівняльні витрати на придбання і монтаж обладнання системи

збудження генератора з серійним симетричним мостовим перетворювачем та

розробленим варіантами наведено у табличній формі (таблиця 3.3)

139

Таблиця 3.3 – Розрахунок витрат на придбання і монтаж обладнання за

серійним та розробленим варіантами

Вартість обладнання, грн Найменування і технічна характеристика

обладнання Серійний

варіант

Розроблений

варіант

Система збудження генератора з

симетричним мостовим перетворювачем:

- номінальна напруга збудження – 75 В;

- номінальний струм збудження – 320 А.

280907,05 140453,53

1 Пуско-регулююча апаратура – 16855

2 Транспортно-заготівельні витрати – 10123

3 Будівельно-монтажні роботи – 13170

4 Амортизаційні відрахування 42136,05 21068,03

5 Капітальні витрати 323043,1 201669,56

Всього економія коштів 121373,54

ІІ варіант

1 Дизельный генератор типу БМЕ – Дизель ВМ60В, Рном = 48 кВт з

симетричною тиристорною системою збудження ТЕ8–205, Ufн = 12 В, ifн = 205 A

(витрати палива складають 8,8 л/год).

2 Дизельный генератор типу БМЕ – Дизель ВМ60В, Рном = 48 кВт з

впровадженою напівкерованою системою збудження і накопичувачем енергії

(Додаток Г).

Для дизель генератора БМЕ у першому випадку, як серійного у

відповідності з [8,42] (капітальні вкладання) вартість складає 393921,0 грн.

Вартість складових електромеханічного комплексу за серійним та

впровадженим варіантами приведено у табличній формі (таблиця 3.4)

140

Таблиця 3.4 – Вартість складових електромеханічного комплексу за

серійним та впровадженим варіантами

Вартість обладнання, грн Найменування і технічна характеристика

обладнання Серійний

варіант

Впроваджений

варіант

1 Дизельний двигун 256048,65 256048,65

2 Синхронний генератор потужністю 48 кВт 118176,3 118176,3

3 Система збудження генератора з

симетричним мостовим перетворювачем:

- номінальна напруга збудження –12 В;

- номінальний струм збудження – 205 А.

19696,05 9848,03

Порівняльні витрати на придбання і монтаж обладнання системи

збудження генератора з серійним симетричним мостовим перетворювачем та

впровадженим варіантами наведено у табличній формі (таблиця 3.5)

Таблиця 3.5 – Розрахунок витрат на придбання і монтаж обладнання за

серійним та впровадженим варіантами

Вартість обладнання, грн Найменування і технічна характеристика

обладнання Серійний

варіант

Впроваджений

варіант

Система збудження генератора з

симетричним мостовим перетворювачем:

- номінальна напруга збудження – 12 В;

- номінальний струм збудження – 205 А.

19696,05 9848,03

1 Пуско-регулююча апаратура – 1181,76

2 Транспортно-заготівельні витрати – 492,402

3 Будівельно-монтажні роботи – 984,803

4 Амортизаційні відрахування 2954,41 1477,205

5 Капітальні витрати 22650,46 13984,2

Всього економія коштів 8666,26

141

3.11.2 Енергетичні показники та вартість систем збудження

електромеханічного комплексу серійного і розробленого варіантів

І варіант (дизельний генератор типу NiK DG 1100C, Рном = 1100 кВт)

Річні витрати при експлуатації серійного (базового) та розробленого

(проектного) варіантів розраховуються на підставі формул розділу 3.

Енергетичні показники систем збудження СГ визначаються з урахуванням 2-во

кратного форсування [57, 107, 124, 125]. Номінальні значення збуджувачів

Ufн = 75 В, ifн = 320 A.

Споживана активна потужність Рfн:

- для симетричної схеми:

, , ,fн fн fнm m3 3

P U I сosα 0 827U I 0 827 150 320 39 696кВтπ

= = = ⋅ ⋅ = .

- для несиметричної схеми:

( cos ) , , ,fн fн fнm m3 3

P U I 1 α 0 827U I 0 827 150 320 39 696кВт2π

= + = = ⋅ ⋅ = .

Споживана реактивна потужність Qfн:

- для симетричної схеми:

sin , ,,

, , .

fн fн fнfн m m m3 3 3 3

Q U I α U I 0 866 1 433U Iπ 3 14

1 433 150 320 68 724 кВт

= = = =

= ⋅ ⋅ =

- для несиметричної схеми:

sin , , ,fн fнfн m m3 3

Q U I α 0 827U I 0 827 150 320 39 696 кВт2π

= = = ⋅ ⋅ = .

Коефіцієнт зсуву:

- для симетричної схеми cos ,φ 0 5= ;

- для несиметричної схеми cos , ,φ D 0 5 0 707= = = .

142

Коефіцієнт викривлення:

- для симетричної схеми:

. . ,м с3

ν 0 955π

= = .

- для несиметричної схеми:

. .,

,, ,

,, ,

м н6 D 6 0 5

ν 0 781 57 1 57

π 1 3 14 13 14 3 14

⋅= = =

− −

.

Коефіцієнт потужності:

- для симетричної схеми:

. . ,м с3

χ D 0 477π

= = .

- для несиметричної схеми:

. .,

,,

,,

м нD 6 0 5 6

χ 0 552α 1 57

π 1 3 14 1π 3 14

= = =

− −

.

Розрахунок енергетичних показників систем збудження зведені в

таблицю 3.6.

Таблиця 3.6 – Розрахунок енергетичних показників серійного та

розробленого варіантів систем збудження СГ

Варі-ант

Спожива-на активна потужність

Рfн, кВт

Спожи-вана

реактив-на потуж-ність Qfн,

кВар

Коефіці-єнт зсуву cosφ,в.о.

Коефіці-єнт

викривле-ння

ν

Коефіці-єнт

потужності χ

Коефіцієнт форсуван-

ня

Серій-

ний

39,696 68,724 0,5 0,955 0,477 2

Розроб-

лений

39,696 39,696 0,707 0,78 0,522 2

143

Річні витрати активної потужності на компенсацію реактивної потужності

[126].

Серійний варіант

, , ,fбазбаз вP K Q 0 15 68 724 10 30 кВт= ⋅ = ⋅ = ,

де ,вK 0 15= – коефіцієнт питомих втрат потужностей.

Розроблений варіант

, , ,fпрпр вP K Q 0 15 39 696 5 95 кВт= ⋅ = ⋅ = .

Річні витрати активної енергії на компенсацію реактивної енергії.

Серійний варіант:

, , ,баз баз річ пW P T K 10 30 8760 0 79 71280 12 кВт год= ⋅ ⋅ = ⋅ ⋅ = ⋅ ,

де ,пK 0 79= – коефіцієнт використання потужності.

Розроблений варіант:

, , ,пр пр річ пW P T K 5 95 8760 0 79 41245 58кВт год= ⋅ ⋅ = ⋅ ⋅ = ⋅ .

Вартість активної енергії на компенсацію реактивної енергії.

Для цього визначимо вартість кВт·год електроенергії для дизельної

електростанції:

. // ,ед диз пал вт дж н АВ генС Ц K Q η η=

де . .диз палЦ – ціна дизельного палива (21,0 грн/ дм3);

дж/втK – коефіцієнт переводу Дж в Вт ( , 30 28 10−⋅ );

нQ – низша тепловідвіднсть 1 (дм3) палива (36,98 Дж/л );

АВη – ККД дизеля, дорівнює 0,36;

генη – ККД генератора, дорівнює 0,9.

, / , , , , ,3едС 21 0 0 28 10 36 98 0 36 0 9 6 26−= ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ = грн.

, , ,баз баз eдC W C 71280 12 6 26 446213 55 грн= ⋅ = ⋅ = .

, , ,пр пр eдC W C 41245 58 6 26 258197 33 грн= ⋅ = ⋅ = .

144

Загальні витрати

, , ,баз сз баз базB C C 208907 05 446213 55 655120 86 грн= + = + = ,

де 280907,05сз базC = грн. – вартість серійної системи збудження.

, , ,пр сз пр прB C C 140453 53 258197 33 398650 86 грн= + = + = ,

де ,сз прC 140453 53= грн. – вартість розробленої системи збудження.

Прибуток від впровадження розробленої системи збудження

, , ,баз прE B B 655120 6 398650 86 256469 74 грн= − = − = .

Строк окупності

,

,,

прок

B 398650 86T 1 55 роки

Е 256469 74= = = .

ІІ варіант (дизельный генератор типу БМЕ – Дизель ВМ60В,

Рном = 48 кВт)

Річні витрати при експлуатації серійного (базового) та впровадженого

(проектного) варіантів розраховуються на підставі формул розділу 3.

Енергетичні показники систем збудження СГ визначаються з урахуванням 2-во

кратного форсування. Номінальні значення збуджувачів Ufн =12 В, ifн = 205 A.

Споживана активна потужність Рfн:

- для симетричної схеми:

, , ,fн fн fнm m3 3

P U I сosα 0 827U I 0 827 24 205 4 07кВтπ

= = = ⋅ ⋅ = .

- для несиметричної схеми:

( cos ) , , ,fн fн fнm m3 3

P U I 1 α 0 827U I 0 827 24 205 4 07кВт2π

= + = = ⋅ ⋅ = .

Споживана реактивна потужність Qfн:

- для симетричної схеми:

145

sin , ,,

, , .

fн fн fнfн m m m3 3 3 3

Q U I α U I 0 866 1 433U Iπ 3 14

1 433 24 205 7 05 кВт

= = = =

= ⋅ ⋅ =

- для несиметричної схеми:

sin , , ,fн fнfн m m3 3

Q U I α 0 827U I 0 827 24 205 4 07 кВт2π

= = = ⋅ ⋅ = .

Коефіцієнт зсуву:

- для симетричної схеми cos ,φ 0 5= ;

- для несиметричної схеми cos , ,φ D 0 5 0 707= = = .

Коефіцієнт викривлення:

- для симетричної схеми:

. . ,м с3

ν 0 955π

= = .

- для несиметричної схеми:

. .,

,, ,

,, ,

м н6 D 6 0 5

ν 0 781 57 1 57

π 1 3 14 13 14 3 14

⋅= = =

− −

.

Коефіцієнт потужності:

- для симетричної схеми:

. . ,м с3

χ D 0 477π

= = .

- для несиметричної схеми:

. .,

,,

,,

м нD 6 0 5 6

χ 0 552α 1 57

π 1 3 14 1π 3 14

= = =

− −

.

146

Розрахунок енергетичних показників систем збудження зведені в

таблицю 3.7.

Таблиця 3.7 – Розрахунок енергетичних показників серійного та

впровадженого варіантів систем збудження СГ

Варі-ант

Споживана активна

потужність Рfн, кВт

Спожи-вана

реактив-на потуж-ність Qfн,

кВар

Коефіці-єнт зсуву cosφ,в.о.

Коефіці-єнт

викривле-ння

ν

Коефіці-єнт

потужності χ

Коефіцієнт форсуван-

ня

Серій-ний

4,07 7,05 0,5 0,955 0,477 2

Впро-вадже-

ний

4,07 4,07 0,707 0,78 0,522 2

Річні витрати активної потужності на компенсацію реактивної потужності

[126].

Серійний варіант

, , ,fбазбаз вP K Q 0 15 7 05 1 06 кВт= ⋅ = ⋅ = ,

де ,вK 0 15= – коефіцієнт питомих втрат потужностей.

Впроваджений варіант

, , ,fвпвп вP K Q 0 15 4 07 0 61 кВт= ⋅ = ⋅ = .

Річні витрати активної енергії на компенсацію реактивної енергії.

Серійний варіант:

, , ,баз баз річ пW P T K 1 06 8760 0 79 7335 62 кВт год= ⋅ ⋅ = ⋅ ⋅ = ⋅ ,

де ,пK 0 79= – коефіцієнт використання потужності.

Впроваджений варіант:

, , ,вп вп річ пW P T K 0 61 8760 0 79 4221 44 кВт год= ⋅ ⋅ = ⋅ ⋅ = ⋅ .

Вартість активної енергії на компенсацію реактивної енергії.

, , ,баз баз eдC W C 7335 62 6 26 45920 98 грн= ⋅ = ⋅ = .

147

, , ,вп вп eдC W C 4221 44 6 26 26426 21 грн= ⋅ = ⋅ = .

Загальні витрати

, , ,баз сз баз базB C C 19696 05 45920 98 65617 03 грн= + = + = ,

де 19696,05сз базC = грн. – вартість серійної системи збудження.

, , ,вп сз вп впB C C 9848 03 26429 21 36274 24 грн= + = + = ,

де ,сз прC 9848 03= грн. – вартість впровадженої системи збудження.

Прибуток від застосування впровадженої системи збудження

, , ,баз впE B B 65617 03 36274 24 29342 79 грн= − = − = .

Строк окупності

,

,,

впок

B 36274 24T 1 23

Е 29342 79= = = роки.

3.12 Висновки по розділу 3

1. На підставі розрахунків та теоретичних досліджень доведено, що

інерційність контуру збудження синхронного генератора не дозволяє

ефективно підтримувати напругу статора при включенні споживачів з різко

змінним навантаженням впливом тільки на кути керування тиристорного

збуджувача. Застосування ємнісного накопичувача енергії, забезпечує більш

швидку стабілізацію вихідної напруги при підключенні споживачів значної

потужності.

2. Використання ємнісних накопичувачів енергії в системах збудження

синхронних генераторів дозволило компенсувати інерційність обмотки

збудження.

3. Результати досліджень перехідних процесів напруги і струмів

синхронного генератора з ємнісним накопичувачем енергії в контурі збудження

дали змогу визначити необхідні параметри системи збудження.

4. Виконані розрахункові залежності дозволили отримати аналітичний

вираз для визначення величини ємності, що забезпечує коливальний розряд

148

конденсатора для забезпечення необхідної швидкодії режимів збудження для

стабілізації вихідної напруги ЕМК при підключенні споживачів значної

потужності.

5. Застосування ЄНЕ дозволяє забезпечити стійкість роботи

синхронного генератора шляхом підвищення швидкодії режиму форсування

за рахунок ємнісної компенсації індуктивності ОЗ і введення енергії

накопичувача з більш високими параметрами.

6. Проведено дослідження режимів короткого замикання синхронного

генератора і його вплив на електромагнітні процеси в контурах генератора з

урахуванням ємнісного накопичувача енергії в обмотці збудження.

Розрахунками доведено зменшення струму в статорі генератора на дві кратні

величини у порівнянні з некомпенсованим контуром.

7. Розрахунками доведено істотні недоліки збуджувачів із трифазною

нульовою і мостовою симетрично керованими силовими схемами, такі як,

значне зниження коефіцієнта потужності на 13,59 % і зростання споживання

реактивної потужності на 42,29 %, оскільки власне збуджувач є споживачем

реактивної енергії.

8. Проведеними розрахунками енергетичних показників

електромеханічного комплексу серійного та впровадженого варіантів систем

збудження для синхронного генератора потужністю 48 кВт на

НВО «Дніпрофмаш» доведено, що прибуток від впровадженої системи

збудження склав 29342,79 грн. за рік, а строк окупності – 1,23 роки.

149

РОЗДІЛ 4

ЕКСПЕРИМЕНТАЛЬНЕ ДОСЛІДЖЕННЯ ЕЛЕКТРОМЕХАНІЧНОГО

КОМПЛЕКСУ З ЄМНІСНИМ НАКОПИЧУВАЧЕМ ЕНЕРГІЇ В КОНТУРІ

ЗБУДЖЕННЯ СИНХРОННОГО ГЕНЕРАТОРА

4.1 Схема експериментального електромеханічного комплексу

Метою досліджень є порівняння розрахункових залежностей і отриманих

експериментальних результатів. Для дослідження режимів роботи

електромеханічного комплексу з ємнісним накопичувачем енергії в контурі

збудження при живленні електроспоживачів з різко змінним навантаженням

розроблено випробувальний стенд на базі синхронного генератора.

Експериментальні дослідження виконані на випробувальному стенді,

обладнаному синхронними генераторами з різноманітними системами

збудження, для перевірки ефективності запропонованих рішень, працездатності

розроблених моделей, їх придатності для розв'язання задач аналізу з метою

підтвердження отриманих наукових положень і результатів досліджень.

Для проведення експериментальних досліджень розроблена система

збудження синхронного генератора з ЄНЕ та автоматичним регулюванням

збудження, як складового елементу електромеханічного комплексу (рис. 4.1).

Для проведення експериментів були задіяні два типи СГ (G): 1) типу

БМЗ 4,5/4-М та 2) типу МСА 72/4А і тиристорний збуджувач (UZ) типу ЕТЗ-

121-43/1500 до складу якого входять тиристори катодної групи та група

анодних діодів, а також розділові діоди VD2–VD4. Живлення синхронного

генератора і тиристорного збуджувача здійснюється від мережі змінної

трифазної напруги частотою f = 50 Гц. Синхронний генератор з’єднаний

механічним зв’язком з привідним двигуном постійного струму (ПД) з

незалежним збудженням, для приведення в рух генератора. Живлення

двигуна постійного струму здійснювалось від статичного перетворювача

типу ПДК-20М.

150

151

Система збудження складається з системи імпульсно-фазового

управління (СІФУ), для забезпечення режимів форсування і гасіння поля

застосовується джерело зарядної напруги (ДЗН), керуючі ключі (КК1, КК2),

група розділових діодів (ГРД). Для забезпечення режиму циклічного збудження

використовується тиристор VS1. Живлення СІФУ забезпечується як від

незалежного джерела так від шин генератора.

Керування напругою збудження синхронного генератора здійснюється від

тиристорного збуджувача (блок керування тиристорним збуджувачем (БКТЗ))

та блоку автоматичного регулювання напруги (БАРН), який виконано з

застосуванням високочастотного магнітного підсилювача ТУАК з заведенням

необхідних зворотних зв’язків (по напрузі та струму). Для керування

керуючими ключами КК1 і КК2 застосовують БАРН. Для електронного захисту

тиристорного збуджувача існує власний блок захисту [84, 85].

Технічна реалізація структурної схеми синхронного генератора з ЄНЕ в

контурі збудження, як складового елементу електромеханічного комплексу

наведена на рис.3.2 розділу 3.

У момент підключення навантаження до ЕМК, по сигналах датчиків

струму ТА і напруги TU, що входять в блок фазового компаундування,

спрацьовують порогові елементи в блоці управління форсуванням і гасіння

магнітного поля БАРН, який подає імпульси керування на катодну групу

тиристорів збуджувача і на вмикання комутуючого тиристора VS1.

Технічна реалізація блока управління форсуванням і гасіння магнітного

поля БАРН: в якості датчика струму статора СГ є трансформатор струму ТА, в

якості датчика напруги – трансформатор напруги ТV. Cигнали датчиків струму

та напруги подаються на ватметр W, вихід якого подається на блок

диференціювання du/dt, далі на блок не лінійності (НЕ) та поляризаційне реле

(РП), яке від рівня і знаку сигналу вмикає тиристор VS 1 (рис. 3.2, 3.12, 4.1).

Оскільки швидкість генератора є величина постійна, то електромагнітний

момент є пропорційний активній потужності M = P / ω, звідки P = M · ω.

Зовнішній вигляд експериментальних установок наведено на рис. 4.2,

рис. 4.3.

152

153

Синхронний генератор

Синхронний двигун

Тиристорний збуджувач

Тиристорний перетворювач

Активне навантаження

Рисунок 4.3 – Зовнішній вигляд експериментальної установки № 2

4.2 Параметри синхронних генераторів експериментальної установки

4.2.1 Визначення параметрів синхронних генераторів

Номінальні дані синхронного генератора типу МСА 12/4А: Рн=12 кВт;

Uс = 230 В; i1н=37,6 А; Ufн=27 В; ifн=23 А; nн=1500 об/хв.

Номінальні дані синхронного генератора типу БМЗ 4,5/4-М: Рн=3,6 кВт;

Sн=4,5 кВА; u1=230 В; I1=11,3 А; nн=1500 об/хв.; uf=22 В; If=11,4 A

Параметри СГ типу БМЗ 4,5/4-М при розімкнутій обмотці збудження:

– вісь d: u=73,25 B; P=128 Вт; Imax=6,85 A;

154

minmax

minmax

min min

,,

,

,,

, , ,

2 2

2 2 2 2min

u 73 25Z 5 347 Ом;

2 I 2 6 85

P 128r 1 364 Ом;

2 I 2 6 85

X Z r 5 347 1 364 5 17 Ом;

′′ = = =⋅ ⋅

′′ = = =⋅ ⋅

′′ ′′ ′′= − = − =

– вісь q: u=160 B; P=164,8 Вт; Imin=4,0 A;

maxmin

maxmin

max max

,

,,

, ,

2 2

2 2 2 2max

u 160Z 20 Ом;

2 I 2 4 0

P 164 8r 5 15 Ом;

2 I 2 4

X Z r 20 5 15 19 326 Ом.

′′ = = =⋅ ⋅

′′ = = =⋅ ⋅

′′ ′′ ′′= − = − =

Параметри СГ типу БМЗ 4,5/4-М при замкненій накоротко обмотці збудження:

– вісь d: u=23 B; P=38 Вт; Imax=7,09 A;

minmax

minmax

min min

,,

,,

, , ,

2 2

2 2 2 2min

u 23Z 1 622 Ом;

2 I 2 7 09

P 38r 0 378 Ом;

2 I 2 7 09

X Z r 1 622 0 378 1 577 Ом;

′′ = = =⋅ ⋅

′′ = = =⋅ ⋅

′′ ′′ ′′= − = − =

– вісь q: u=158,4 B; P=160 Вт; Imin=4,0 A;

maxmin

maxmin

max max

,,

,

, ,

2 2

2 2 2 2max

u 158 4Z 19 8 Ом;

2 I 2 4 0

P 160r 5 Ом;

2 I 2 4

X Z r 19 8 5 19 158 Ом.

′′ = = =⋅ ⋅

′′ = = =⋅ ⋅

′′ ′′ ′′= − = − =

4.2.2 Визначення синхронних індуктивних опорів

експериментального генератору типу БМЗ 4,5/4-М

Значення синхронних індуктивних опорів можуть бути визначені

безпосередньо по значенням струму і напруги

155

max

min

min

max

,,

,

,,

d

q

u 124 5X 17 748 Ом;

I 3 4 05 3

u 96X 7 698 Ом;

I 3 7 2 3

= = =⋅ ⋅

= = =⋅ ⋅

;

, ;,

лф

фб

ф

U 230U 133B

3 3

U 133Z 11 769Ом

I 11 3

= = =

= = =

'

, , , , ;

( )% % , , ;

1 б

f б

X 0 08 Z 0 08 11 769 0 942Oм

X 18 22 Z 18 11 769 2 118Oм

σ

σ

= ⋅ = ⋅ =

= ÷ ⋅ = ⋅ =

'

, , , ;

, , , ;

, , , .

ad d 1

aq q 1

f f ad

X X X 17 748 0 942 16 806Ом

X X X 7 698 0 942 6 756Ом

X X X 2 118 16 806 18 924Ом

σ

σ

σ

= − = − =

= − = − =

= + = + =

Здійснено аналітичний розрахунок приведених параметрів синхронного

генератора в складі електромеханічного комплексу. Отримані величини дають

змогу об’єктивно аналізувати процеси стабілізації вихідної напруги

синхронного генератора при різних режимах роботи.

4.3 Експериментальне дослідження режимів збудження синхронних

генераторів електромеханічного комплексу

Для підтвердження розрахункових залежностей проведені

експериментальні дослідження режимів збудження на фізичній моделі,

принципова схема якої приведена на рис. 4.1. Осцилограми початкового

збудження синхронного генератора наведені на рис. 4.4–4.8. В якості джерела

автономного живлення використано синхронний генератор типу БМЗ 4,5/4-М.

156

Рисунок 4.4 – Осцилограма збудження синхронного генератора на

холостому ході без ЄНЕ

Iзб., А

0

8,5

4,5

t , c0,250

Рисунок 4.5 – Осцилограма збудження синхронного генератора на

холостому ході з ЄНЕ

157

0

0,2

t, с

2,25

4,55

8,5

I зб , А

Рисунок 4.6 – Осцилограма режиму розбудження синхронного генератора

на холостому ході

-230

230

0

Uст., В

t, c

Рисунок 4.7 – Осцилограма початкового збудження синхронного

генератора на холостому ході

158

-220-240

0

220240

t, c

Ucт. , В

Рисунок 4.8 – Осцилограма процесу стабілізації вихідної напруги СГ за

допомогою АРЗ з постійним навантаженням (tст=0,15 с)

З огляду на проведений аналіз досліджено роботу синхронного

генератора в різних режимах, в якості джерела електроенергії в складі

електромеханічного комплексу.

Для порівняльної оцінки ефективності форсування і гасіння

магнітного поля проведені експериментальні дослідження модельного

синхронного генератора типу МСА 12/4А: Рн = 12 кВт; Uс = 230 В; i1н=37,6 А;

Ufн = 27 В; ifн = 23 А; nн = 1500 об/хв. При синхронному ході навантаженого

генератора проводилося форсування струму і гасіння поля СГ [116, 127]. На

рис. 4.9 і 4.10 приведені осцилограми режимів форсування і гасіння поля СГ

в серійних тиристорних збуджувачах і в розробленому пристрої.

159

Рисунок 4.9 – Осцилограма режимів форсування збудження та гасіння

поля СГ у існуючих збуджувачів

Рисунок 4.10 – Осцилограма режимів форсування збудження та гасіння

поля СГ в розробленій схемі

При визначенні ефективності використання ємнісного накопичувача

енергії в контурі збудження синхронної машини, як витікає з отриманих

осцилограм (рис.4.9, 4.10), закономірним є підвищення стійкості роботи

160

електромеханічного комплексу. Аналіз наведених осцилограм показує, що

швидкодія режимів управління контуром збудження при форсуванні та

гасінні магнітного поля значно вища в розробленій системі, в порівнянні з

існуючими системами.

Для підтвердження теоретичних положень проведено експериментальні

дослідження на синхронному генераторі типу МСА 12/4А: Рн = 12 кВт;

Uс = 230 В; i1н=37,6 А; Ufн = 27 В; ifн = 23 А; nн=1500 об/хв. в режимі

форсування струму збудження з запропонованим пристроєм і з серійними

тиристорними збуджувачами при підключені різної потужності (рис. 4.11–

4.14).

Для підтвердження ефективності впливу компенсованої системи

збудження СГ на динамічну стійкість ЕМК виконані експериментальні

дослідження при підключені споживачів з різним навантаженням.

На рис. 4.11 наведені осцилограми при підключені статичного

навантаження потужністю 12 кВт з некомпенсованим контуром збудження СГ,

а на рис. 4.12 – осцилограми з паралельно компенсованим контуром збудження.

Стабілізація вихідної напруги СГ при підключені споживачів

номінальним статичним навантаженням забезпечується системою АРЗ (рис.

3.2). У випадку при підключені споживачів співставної потужності, що

супроводжується зниженням напруги до 0,85Uн або зростанням струму вище

2Ін блок форсування (БФ) вмикає тиристор VS1, що призводить до розряду

конденсатора ЄНЕ на ТП і ОЗ та компенсації інерційності ОЗ. За час, рівний

чверті коливального розряду конденсатора система АРЗ встановлює необхідний

рівень напруги збудження, а діод VD4 вимикає конденсатор із контуру

збудження [84].

Послідовна компенсація інерційності ОЗ забезпечується підключенням

анода тиристора VS1 до клеми 1, а паралельна – до клеми 2 (рис. 3.2).

На рис. 4.13 наведені осцилограми при підключені АД з

короткозамкненим ротором потужністю 11 кВт до ЕМК з некомпенсованим

контуром збудження, а на рис. 4.14 – осцилограми з компенсованим контуром

збудження.

161

Напруга статора

Напруга статора

Струм статора

Струм статора

Струм збудження

Рисунок 4.11 – Режим підключення статичного навантаження з некомпенсованим контуром

збудження

Струм збудження

Рисунок 4.12 – Режим підключення статичного навантаження з компенсованим контуром

збудження

% %; t ,Г стабU 3 0 1с∆ = =% %; tГ стабU 16 1с∆ = =

устІ 2 23А= ⋅ ,

устІ 2 29 5А= ⋅

; поч форf fІ 13А І 65А= = ;

поч форf fІ 13А І 65А= =

ГU 2 230B= ⋅ ГU 2 230B= ⋅

162

Напруга статора

Напруга статора

Струм статора

0 500 1000 1500 2000 2500 3000 3500 4000 4500

Струм статора

Струм збудження

Рисунок 4.13 – Режим підключення АД з некомпенсованим контуром

збудження

Струм збудження

500 1000 1500 2000 2500 3000 3500 4000 4500 5000

Рисунок 4.14 – Режим підключення АД з компенсованим контуром

збудження

% %; t ,Г стабU 11 0 36с∆ = =% %; t ,Г стабU 39 1 2с∆ = =

; Іуст мах

І 2 36 А 2 70 А= ⋅ = ⋅ ; Іуст мах

І 2 36 А 2 70 А= ⋅ = ⋅

; поч форf fІ 13А І 117 А= = ;

поч форf fІ 13А І 117 А= =

ГU 2 230B= ⋅ ГU 2 230B= ⋅

163

З осцилограм видно, що час стабілізації вихідної напруги СГ

потужністю 12 кВт в складі ЕМК при підключенні АД потужністю 11 кВт

становить для існуючих збуджувачів без ємнісного накопичувача енергії

1,2 с, а для несиметричних збуджувачів з ємнісним накопичувачем енергії –

0,36 с. Час досягнення струмом збудження форсованого значення з

некомпенсованим контуром становить 1 с, з ємнісним накопичувачем

енергії – 0,01 с. При цьому пaдіння напруги складає 39 %, компенсація

електромагнітної інерційності в тих же умовах забезпечує падіння напруги

не більше 11 %.

Розроблена система з компенсованим контуром збудження забезпечує

стійкість роботи ЕМК та стабілізацію вихідної напруги при підключені

споживачів співставної потужності та нормальне живлення попередньо

підключених споживачів.

Розроблений пристрій для форсування збудження легко реалізується в

синхронних генераторах з серійними тиристорними збуджувачами. Шляхом

вмикання ЄНЕ та додаткових елементів максимальне значення початкової

напруги на накопичувачі енергії не повинно перевищувати допустимого

значення зворотної напруги вентилів збуджувача.

Осцилограми доводять адекватність використання ємнісного

накопичувача енергії в контурі збудження і суттєве збільшення швидкодії

наростання струму збудження.

Область застосування розробленого пристрою можна поширити і на

безконтактні синхронні машини з синхронним збуджувачем для прискорення

процесу форсування основної машини, а також на режим екстреного

динамічного гальмування синхронних машин.

Проведено оцінку ефективності гасіння магнітного поля СГ з

вентильноємнісним збудженням в режимі короткого замикання.

Для дослідження впливу ЄНЕ на режими КЗ проведені випробування

синхронного генератора типу МСА 72/4А з наступними параметрами:

Рн=12кВт; Uс = 230 В; i1н = 37,6 А; Ufн = 27 В; ifн = 23 А; nн = 1500 об/хв.

164

Осцилограми режимів КЗ збудженої синхронної машини приведені на

рис. 4.15.

На рис. 4.15,а приведена осцилограма гасіння поля збудження в

режимі симетричного трифазного короткого замикання статора через

струмообмежуючі реактори.

а) б) в)

Рисунок 4.15 – Осцилограми процесу гасіння поля СГ в режимі замикання

обмоток статора на струмообмежуючі реактори: а – трифазне симетричне

замикання; б – двофазне замикання з вимиканням тиристорів зустрічною

напругою ЄНЕ; в - двофазне замикання з вимиканням тиристорів зустрічним

струмом ЄНЕ

Із аналізу осцилограми рис. 4.15, а випливає, що амплітуда струму

фази статора перевищує в 4,72 рази значення номінального струму при

збільшенні струму в контурі збудженні в 1,4 рази. Перенапруження на

обмотці збудження близькі до чотирикратного значення і досягли 176 В.

Час досягнення струмом в ОЗ нульового значення склало 0,0286 с.

На рис. 4.15, б наведена осцилограма двофазного замикання обмоток

статора в режимі гасіння поля синхронного генератора з вимиканням

165

тиристорів збуджувача зустрічною напругою ЄНЕ з подальшим переведенням

струму збудження в контур розрядного резистора.

Аналіз осцилограми показав, що амплітудне значення струму фази

статора при двофазному замиканні склало 108 А, що в 5,1 рази перевищує

номінальне значення струму, а струм в контурі гасіння зріс в 1,5 рази.

Перенапруження в ОЗ досягло 120 В, що складає 2,67 від початкового значення.

Час першого досягнення струмом в ОЗ нульового значення склало 0,0476 с.

На рис. 4.15, в наведена осцилограма двофазного замикання обмоток

статора в режимі гасіння поля СГ з вимиканням тиристорів збуджувача

зустрічним струмом ЄНЕ з послідуючим переведенням струму в контур

розрядного резистора.

Із осцилограми випливає, що амплітудне значення струму фази

статора перевищило номінальне значення в 7 раз при зростанні струму в

контурі збудження в 1,48 рази з одночасним збільшенням струму при

збільшенні струму збуджувача в 1,64 рази. Кратність перенапружень на ОЗ

склала 3,73 і досягла 168 В. Час досягнення струмом в ОЗ нульового

значення склало 0,042 с.

Таким чином, ємнісні накопичувачі енергії дозволяють підвищити

енергетичні показники симетричних ТЗ. Для несиметричних ТЗ ємнісний

накопичувач енергії дозволяє забезпечити режим інтенсивного гасіння поля

СГ і, крім того, підвищити енергетичні показники, причому при більшій

величині ємності комутуючого конденсатора. Енергетичні показники

несиметричних ТЗ істотно вище, ніж симетричних, навіть з ємнісними

накопичувачами енергії.

4.4 Висновки по розділу 4

1. На підставі експериментальних досліджень доведено, що інерційність

контуру збудження синхронної машини не дозволяє ефективно керувати в

режимах форсування напруги та гасіння поля впливом тільки на кути

керування тиристорного збуджувача. Використання ємнісного накопичувача

166

енергії в системі збудження синхронного генератора в складі автономного

електромеханічного комплексу дало можливість встановити особливості

перехідних процесів в контурі збудження в порівнянні з існуючими системами.

Безпосередній вплив накопичувача енергії на інерційність контуру збудження

сприяє більш інтенсивній зміні струму в даному контурі за час рівний чверті

коливального розряду ємності, яка потім виводиться з контуру збудження, а

напруга збудження збільшується до форсованого значення.

2. Згідно з запропонованим способом форсування струму збудження

генеруючої установки доведено, що:

2.1 час стабілізації вихідної напруги становить для існуючих

збуджувачів без ємнісного накопичувача енергії 1,2 с, а для несиметричних

збуджувачів з ємнісним накопичувачем енергії – 0,36 с. Час досягнення

струмом збудження форсованого значення з некомпенсованим контуром

становить 1с, з ємнісним накопичувачем енергії – 0,01 с. При цьому пaдіння

напруги складає 39%, компенсація електромагнітної інерційності в тих же

умовах забезпечує падіння напруги не більше 11%;

2.2 ефективність процесу гасіння поля збудження при наявності ЄНЕ не

залежить від величини та наявності напруги живлення збуджувача, а час

гасіння поля в 3 рази менший в порівнянні з режимом інвертування

симетричного збуджувача без ЄНЕ.

3. Експериментальними дослідженнями доведено, що час гасіння поля

збудження не перевищує 3-х періодів напруги живлення, а характер

перехідного процесу струму відповідає виразу струму контуру збудження при

вмиканні електричної ємності накопичувача енергії в відповідний контур,

при обмеженні перенапруг на допустимому рівні.

4. Таким чином, розроблені пристрої з ємнісними накопичувачами

енергії дозволяють регулювати збудження синхронних генераторів,

забезпечуючи високу якість перехідних процесів керування і підвищують

стійкість роботи синхронних генераторів при посадках напруги на статорі

або при підключенні споживачів значної потужності.

167

ВИСНОВКИ

У дисертаційній роботі на основі отриманих теоретичних результатів і

експериментальних досліджень розв’язано актуальне наукове завдання

підвищення надійності живлення споживачів співставної потужності від

електромеханічного комплексу в динамічних режимах пуску і накиду

співставного навантаження за рахунок форсування збудження із застосуванням

ємнісних накопичувачів енергії і встановлення закономірностей та залежностей

їх впливу на режими роботи синхронних генераторів, і на цій основі розвиток

методів розрахунку, моделювання і створення нових систем керування

електромеханічними комплексами.

Виконані в дисертаційній роботі дослідження дозволяють сформулювати

наступні висновки:

1. На підставі проведеного масогабаритного та цінового обґрунтування

асинхронних і синхронних генераторів потужністю понад 100 кВт у складі

електромеханічних комплексів, з’ясовано, що синхронні генератори порівнянні

з асинхронними мають переваги: за масогабаритними показниками

mАГ / mСГ ≈ 1,5 рази, за техніко-економічними показниками mАГ / mСГ ≈ 1,3–1,7

рази кращі порівняно з асинхронними.

2. Інерційність контуру збудження СГ не дозволяє ефективно

підтримувати напругу статора при підключенні сумірного навантаження

впливаючи тільки на кути керування тиристорного збуджувача через

аперіодичне запізнювання струму збудження, що призводить до падіння

напруги до 40 % і відключення споживачів.

3. Забезпечення вихідної напруги на заданому рівні при вмиканні й

відмиканні сумірного за потужністю навантаження може бути досягнуто за

рахунок включення накопичувача енергії в обмотку збудження СГ.

4. Отримало подальший розвиток математичний опис СГ

електромеханічного комплексу, який відрізняється від існуючих наявністю

ємнісного накопичувача енергії в контурі збудження.

168

5. Запропоновано алгоритм керування контуром збудження ЕМК, який

відрізняється від відомих тим, що зміну силової схеми та параметрів контуру

збудження виконують у функції величини і знака похідної електромагнітного

моменту за кутом навантаження генератора при підключенні споживачів

співставної потужності.

6. Отримано аналітичні залежності, які встановлюють взаємозв’язок між

параметрами контуру збудження і величиною ЄНЕ для стабілізації вихідної

напруги СГ при підключенні споживачів з різко змінним навантаженням.

7. Визначена величина ємності накопичувача енергії, яка при розряді

забезпечує безінерційне зростання струму збудження, причому час розряду

ЄНЕ визначається чвертю періоду власних коливань роторного кола.

8. Розроблено методику розрахунку енергетичних показників

статичних збуджувачів, на підставі якої доведено, що трифазні

несиметричні збуджувачі порівняно із симетричними мають на 15 % більше

значення коефіцієнта потужності в діапазоні регулювання від D = 0,15 до

D = 0,6, споживають вдвічі меншу реактивну потужність при однакових

кутах регулювання.

9. Проведеними розрахунками енергетичних показників

електромеханічного комплексу запропонованого варіанту систем збудження

синхронного генератора потужністю 48 кВт доведено, що прибуток від

впровадження розробленої системи збудження становить 29342,79 грн. на рік, а

строк окупності склав 1,23 роки.

10. Основні теоретичні положення та результати математичного

моделювання підтверджені експериментальними дослідженнями на

випробувальних стендах. Доведено результатами досліджень, що час

стабілізації вихідної напруги СГ потужністю 12 кВт у складі ЕМК при

підключенні АД потужністю 11 кВт становить для існуючих збуджувачів

без ємнісного накопичувача енергії 1,2 с, а для несиметричних збуджувачів

з ємнісним накопичувачем енергії – 0,36 с. Час досягнення струмом

збудження форсованого значення з некомпенсованим контуром становить

169

1 с, з ємнісним накопичувачем енергії – 0,01 с. При цьому динамічне

пaдіння напруги складає 39 %, компенсація електромагнітної інерційності в

тих же умовах забезпечує падіння напруги не більше 11 %.

11. Доведено, що ефективність процесу гасіння поля збудження за

наявності ємнісного накопичувача енергії не залежить від величини та

наявності напруги живлення збуджувача, а час гасіння поля в три рази менший

порівняно з режимом інвертування симетричного збуджувача без ємнісного

накопичувача енергії.

12. Використання наукових положень, результатів і висновків

дисертаційної роботи дозволить розробити нові і модернізувати існуючі

електромеханічні комплекси АСЕ для забезпечення безперервного живлення

електроприводів механізмів в умовах надзвичайних ситуацій і стихійних лих і

зменшити негативні наслідки даних явищ.

170

СПИСОК ВИКОРИСТАНИХ ДЖЕРЕЛ

1. Рыков Г. Ю., Гладырь А. И. Рациональная структура генерирующей

части формируемых источников аварийного электроснабжения. Вісник

Кременчуцького державного політехнічного університету. Кременчук:

КДПУ, 2006. – Вип. 4, част. 1. С. 99–101.

2. Комаров Д. Т., Молоснов Н. Ф. Резервные источники

электроснабжения сельскохозяйственных потребителей. Москва:

Энергоатомиздат, 1990. 88 с.

3. Артамонов В. В., Маслов В. Е., Родькин Д.И. К вопросу создания

формируемых источников аварийного электропитания. Проблемы создания

нових машин и технологий. Научные труды КГПУ. Кременчук : КГПУ,

2001. – Вып.1(10). С.114–120.

4. Правила устройства электроустановок. Утверждено приказом

Министерством топлива и энергетики Украини от 4 октября 2006г. № 367.

Издательство «Форт», 2009. 699 с.

5. Устройство форсирования возбуждения синхронного двигателя: пат.

538469 СССР : МКИ Н 02 Р 9/14 (СССР). № 1411358/07; заявл. 05.03.70; опубл.

Бюл. № 45. 3 с.

6. Устройство для форсировки возбуждения электрической машины: пат.

597062 СССР : МКИ Н 02 Р 9/14 (СССР). № 1338647/24-07; заявл. 25.03.76;

опубл. 05.03.78, Бюл. № 9. 2 с.

7. Устройство для форсирования возбуждения синхронного двигателя:

пат. 877772 СССР : МКИ Н 02 Р 9/14 (СССР). № 2883440/24-07; заявл. 15.02.80;

опубл. 30.10.81, Бюл. № 40. 4 с.

8. Електронний каталог прайс-листів електротехнічного обладнання

компанії «Вент Заводы» [Электронный ресурс]. – 2017. – Режим доступа :

http://www.v-z.com.ua. (дата звернення: 20.12.2017).

9. ГОСТ 13109-97 Міждержавний стандарт. Електрична енергія.

Сумісність технічних засобів. Норми, якість електричної енергії в системах

електропостачання загального призначення. URL:

171

http://www.nerc.gov.ua/?id=19529 ГОСТ_13109-97 (дата звернення: 20.12.2017).

10. Торопов А.К. Передвижение электростанции и

электрооборудование. Москва : Госгеолтехиздат, 1987. 116 с.

11. Шокарев Д. А., Колесник Я. Н. Анализ систем возбуждения

асинхронных генераторов. Наукові праці Кременчуцького державного

політехнічного університету. Кременчук : КДПУ, 2003. – Вип. 2. С.116–120.

12. Коваль Ю. И., Мартиненко В. А., Огарь А. С. Обоснование

параметров генераторной установки в формируемых источниках на базе

транспортных средств с механической трансмиссией. Наукові праці

Кременчуцького державного політехнічного університету. Кременчук :

КДПУ, 2002. – Выпуск 1(12). С. 258–260.

13. Соловьев И. И., Овчаренко Н. И. Автоматические регуляторы

синхронных генераторов. Москва : Энергоиздат, 1981. 248 с.

14. Калинов А. П., Величко Т. В. Тормозные режимы большегрузных

автомобилей с синхронным генератором. Наукові праці Кременчуцького

державного політехнічного університету. Кременчук : КДПУ, 2002. – Выпуск

1(12). С. 261–265.

15. Акимов Э. Т. Создание формируемых источников аварийного

электропитания на базе тепловоза. Вісник Кременчуцького державного

політехнічного університету. Кременчук : КДПУ, 2006. – Вип. 4. Част. 1.

С. 109–111.

16. Торопцев Н. Д. Асинхронные генераторы автономных систем.

Москва : Знак, 1998. 248 с.

17. Шевченко А.Ф. Гультяев А.О. Электрооборудование

ветроэнергетических установок малой мощности и микроГЭС : Тезисы

докладов I – ой Международной конференции по автоматизированному

электроприводу. Санкт-Петербург, 1995. С. 96–97.

18. Gientkowski Z. Autonomichne pradnice indukcyjne o wzbudzeniu

kondensotorowym i przeksztaltnikowym. Bydgoszcz : WUATR. – 1997. 132 s.

19. Панченко М. В., Огарь А. С. Регулятор реактивной мощности с

172

переменной частотой питания. Наукові праці Кременчуцького державного

політехнічного університету. Кременчук: КДПУ, 2002. – Вип. 1. – С.106–

108.

20. Мазуренко Л. И. Электромагнитные процессы в асинхронном

генераторе с вентильным возбуждением. Праці Ін-ту електродинаміки НАН

України, 1999. – Вип.1. С. 88–96.

21. Plachtyna O., Cieslik S., Koziariuk A. Voltage inverter as a reactive

power compensator in an autonomous electric generator mode. Вісник

Харківського державного політехнічного ун-ту. Проблемы

автоматизированного электропривода. Теория и практика, Харків : ХДПУ,

2000. – № 113. С. 293–295.

22. Зачепа Ю. В. Уточненный метод расчета нагрузочных

характеристик асинхронного генератора с емкостным возбуждением

Електромеханічні і енергозберігаючі системи. Науково-виробничий журнал.

Кременчук : КрНУ, 2011. – Випуск 3/2011 (15). С. 66–70.

23. Глебов И. А. Научные основы проектирования систем

возбуждения мощных синхронных машин. Ленинград: Наука, 1989. 322 с.

24. Сardenasand R., Pena R. Sensorless Vector Control of Induction

Machines for Variable-Speed Wind Energy Applications. IEEE Transactions on

Energy Conversion, 2004.vol. 19, Issue 1. Pр. 196–205.

25. Datta R., Ranganathan V.T. Variable-speed wind power generator

using doubly fed wound rotor induction machine – a comparison with alternative

schemes. IEEE Transactions on Energy Conversion, 2002. vol. 17, Issue 3.

Pр. 414–421.

26. Muljadi E., Hess H. L., Thomas K. Zero Sequence Method for Energy

Recovery from a Variable-speed Wind Turbine Generator. IEEE Transactions on

Energy Conversion, 2002. vol. 17, Issue 4. Pр. 99–103.

27. Simoes M., Bose B., Spiegel R. Fuzzy logic based intelligent control

of a variable speed cage induction machine wind generation system. IEEE

Transactions on Energy Conversion, 1997. vol. 12. Pр. 87–95.

173

28. Bansal R. C. Three-Phase Self-Excited Induction Generators : An

Overview. IEEE Transactions on Energy Conversion, 2005. vol. 20, Issue 2. Pр.

292–299.

29. Harrington R. J., Bassiouny F. M. M. New approach to determine the

critical capacitance for self-excited induction generators. IEEE Transactions on

Energy Conversion, 1998. vol. 13, Issue 3. Pр. 244–249.

30. Сhacraborty C., Bhadra S. N. Chattopadhyay A. K. Excitation

requirements for stand alone three-phase induction generator. IEEE Transactions

on Energy Conversion, 1998. vol. 13, Issue 4. Pр. 359–365.

31. Chan T. F. Analysis of self excited induction generators using an

iterative metod. IEEE Transactions on Energy Conversion, 1995. vol. 10. Pр.

502–507.

32. Chan T. F. Perfomance analysis of a three-phase induction generator

self-excited with a single capacitance. IEEE Transactions on Energy

Conversion,1999. vol. 17. Pр. 894–900.

33. Chan T. F., Loi L. L. Capacitance Requirements of a Three-Phase

Induction Generator Self-Excited With a Single Capacitance and Supplying a

Single-Phase Load. IEEE Transactions on Energy Conversion, 2002. vol. 17, Issue

1. Pр. 90–94.

34. Плахтина О. Г., Куцик А. С., Гаранджа С.А. Каскадний інвертор

напруги в автономній асинхронній генераторній установці з

конденсаторним збудженням. Технічна електродинаміка. Тем. Випуск

«Силова електроніка та енергоефективність», 2004. С. 7–12.

35. Плахтина О. Г., Боднар Г. Й., Куцик А. С., та ін. Математичне

моделювання процесів в електроприводі з каскадним інвертором напруги.

Вісник ДУ «Львівська політехніка». «Електроенергетичні та

електромеханічні системи». Львів, 2000. № 400. С. 122–126.

36. Вольдек А. И. Электрические машины. Учебник для студентов высш.

техн. учебн. заведений. Изд. 2-е, перераб. и доп. Ленинград : Энергия, 1974.

840 с.

174

37. Вишневський Л. В., Пасс А. Е. Системы управления асинхронными

генераторными комплексами. Одесса : Либідь, 1990. 168 с.

38. Плахтина О. Г., Копчак Б. Л. Дослідження систем стабілізації

напруги асинхронного генератора з самозбудженням та вибір їх

раціонального варіанту. Вісник Харківського державного політехнічного

університету. Тематичний випуск «Проблеми вдосконалення електричних

машин і апаратів. Теорія і практика». – Харків : ХДПУ, 2000. С. 161–164.

39. Будзко И. А., Зуль Н. М. Электроснабжение сельского хозяйства. –

Москва: Агропромиздат, 1990. 496 с.

40. Плахтина О. Г., Куцик А. С., Копчак Б. Л. Математичне

моделювання автономного джерела на базі асинхронного генератора з

самозбудженням і тиристорного регулятора напруги. Вісник Національного

університету «Львівська політехніка». «Електроенергетичні та

електромеханічні системи». Львів, 2001. № 418. С. 140–146.

41. Зачепа Ю. В., Конох И. С. Система стабилизации выходного

напряжения асинхронного генератора. Електромеханічні і енергозберігаючі

системи. Науково-виробничий журнал. Кременчук : КрНУ, 2013. – Вип.

2/2013 (22), част. 2. С. 147–152.

42. Електронний каталог прайс-листів електротехнічного обладнання

компанії «Мицар» [Электронный ресурс]. – 2017. – Режим доступа: http://ooo-

mitsar.ru/generatory_sinhronnye_tr. (дата звернення: 20.12.2017).

43. Хоменко В. І. Техніко-економічне обгрунтування використання

синхронного генератора в складі електромеханічного комплексу. Zbiór

artykułów naukowych Konferencji Miedzynarodowej NaukowoPraktycznej

organizowanej dla pracowników naukowych uczelni, jednostek naukowo-

badawczych «Obiecujące osiągnięcia naukowe Inżynieria i technologia»

(30.09.2017). Warszawa, 2017. Рр. 20–23.

44. Абрамович Б. Н., Круглый А. А. Возбуждение, регулирование и

устойчивость синхронных двигателей. Ленинград : Энергоатомиздат.

Ленинградское отд-ние, 1983. 128 с.

175

45. Хоменко В. І., Нізімов В. Б. Дослідження автономної генеруючої

установки формуючого джерела електроенергії. Вісник Кременчуцького

державного університету ім. Михайла Остроградського. Кременчук : КДУ,

2010. – Вип. 3/2010 (62), част. 2. С. 117–119.

46. Хоменко В. И., Низимов В. Б., Колычев С. В Исследование режимов

возбуждения синхронного генератора с накопителем энергии. Збірник наукових

праць Дніпродзержинського державного технічного університету (технічні

науки). Дніпродзержинськ : ДДТУ, 2009. – Випуск 2(12). С. 85–89.

47. Кичаев В. В., Юрганов А. А. Современное состояние проблемы

регулирование возбуждения синхронных машин. Материалы международной

научно-технической конференции «Современные системы возбуждения для

нового строительства и реконструкции электростанций. Опыт наладки и

эксплуатации систем возбуждения нового поколения», Вып. 1, Санкт-

Петербург, 2004. С. 11–22.

48. Генераторне джерело електроенергії: пат. 26222. Україна : №

93005998; заявл. 22.11.93; опубл. 19.07.99, Бюл. № 4.

49. Куцик А. С. Семенюк М. Б., Тутка В. В. Експериментальні

дослідження електромагнітних процесів в електромеханічній системі з

компенсацією реакції якоря синхронної машини. Енергетика та

електрифікація. – № 4. – Київ, 2010. С. 41–45.

50. Петелин Д. П. Автоматическое управление синхронными

электроприводами. Москва : Энергия, 1968. 192 с.

51. Куцик А. С., Семенюк М. Б., Тутка В. В. Процеси і

характеристики синхронного електроприводу зі струмовим

компаундуванням. Енергетика та системи керування EPEKS-2011 : Зб.

матеріалів міжнар. наук.-техн. конф., 24-26 листопада 2011 р. – Львів, 2011.

С. 70–71.

52. Глебов И. А. Электромагнитные процессы систем возбуждения

синхронных машин. Ленинград : Наука, 1987. 344 с.

176

53. Хоменко В. І. Нізімов В. Б., Количев С. В. Розробка системи

збудження синхронного генератора з компенсацією інерційності контуру

збудження . Збірник наукових праць Дніпродзержинського державного

технічного університету (технічні науки). Дніпродзержинськ : ДДТУ, 2011. –

Вип. 1 (16). С. 106–111.

54. Хоменко В. І., Нізімов В. Б., Количев С. В. Динаміка режиму

стабілізації вихідної напруги автономної генеруючої установки при вмиканні

навантаження. Електротехнічні та комп’ютерні системи. Тематичний випуск

«Проблеми автоматизованого електропривода» Теорія і практика. Одеса :

ОНПУ, 2011. – № 3 (79). С. 296–297.

55. Спосіб регулювання збудження синхронного генератора: пат. 89605

Україна : МПК Н 02 Р 9/10. №200908167; заявл.03.08.09; опубл.10.02.10, Бюл.

№3. 4 с.

56. Хоменко В. І., Нізімов В. Б. Дослідження режимів стабілізації

вихідної напруги автономної генераторної установки з компенсацією

інерційності контуру збудження. Проблеми підвищення ефективності

електромеханічних перетворювачів в електроенергетичних системах:

матеріали науково-технічної конференції, 17–20 вересня 2012 р. Севастополь :

СевНТУ, 2012. С. 91–94.

57. Хоменко В. І., Нізімов В. Б., Количев С. В. Порівняльна оцінка

енергетичних та експлуатаційних показників статичних збуджувачів

синхронних машин. Збірник наукових праць Дніпродзержинського

державного технічного університету (технічні науки). Дніпродзержинськ :

ДДТУ, 2014. – Вип. 1 (24). С. 64–70.

58. Кашкалов В. И., Половинкин Б. И. Улучшение энергетических

показателей управляемых выпрямителей. Киев : Техника, 1988. 159 с.

59. Глебов И. А. Системы возбуждения мощных синхронных машин /

И.А. Глебов. – Ленинград : Наука, 1979. 314 с.

60. Паластин Л. М. Синхронные машины автономных источников

питания. Москва : Энергия, 1980. 384 с.

177

61. Низимов В. Б., Колычев С. В., Низимов Р. В., Сторожко В. С.

Синхронная машина в режиме генератора формируемого источника

электропитания. Наукові праці КДПУ. Кременчук : КДПУ, 2006. – Вип. 3/2006

(38). Част. 2. С. 56–58.

62. Хоменко В. І., Нізімов В. Б. Підвищення швидкодії режимів

збудження синхронного генератора. Електромеханічні системи, методи

моделювання та оптимізації: збірник наукових праць VIІ Всеукраїнської

науково-технічної конференції молодих учених і спеціалістів, 02–04 квітня

2009 р. Кременчук : КДПУ, 2009. С. 224–225.

63. Сипайлов Г. А., Лоос А. В. Математическое моделирование

электрикческих машин. – Москва : Высшая школа, 1980. 176 с.

64. Зинченко Ю. И., Колычев С. В., Низимов В. Б. Синхронный

электропривод с возбудителем переменной структуры. Юбилейный сборник

научно-технических трудов (1920-1995 гг.). Днепродзержинск : ДГТУ, 1995.

С. 505–510.

65. Шевченко І. С., Морозов Д. І. Спеціальні питання теорії

електропривода. Динаміка синхронного електропривода : навчальний

посібник. Київ : Кафедра, 2014. 276 с.

66. Важнов А. И. Переходные процессы в машинах переменного тока.

Ленинград : Энергия. Ленинград. отд-ние, 1980. 256 с.

67. Токарев Л. И., Климанов О. Н., Толчеев В. И. Расчет напряжений и

токов синхронного генератора с помощью уравнений Горева-Парка.

Электричество, 1968. – №1. С. 36–38.

68. Костенко М. П., Пиотровский Л. М. Электрические машины: в 2-х ч.

Ч. 2. – Машины переменного тока: учебник для студентов высших технических

учебных заведений. Ленинград : Энергия, 1973. 648 с.

69. Кацман М. М. Справочник по электрическим машинам. Москва :

Издат. центр «Академия», 2005. 480 с.

70. Хоменко В. И., Низимов В. Б. Режимы возбуждения синхронного

генератора с емкостным накопителем энергии. Перспективні методи та

178

технічні засоби підвищення ефективності енергоємних установок та

технологічних комплексів гірничо-металургійної промисловості: матеріали V

Міжнародної науково-технічної конференції молодих вчених, магістрантів та

студентів, 06 квітня 2009 р. Кривий Ріг : КТУ, 2009. С. 14–23.

71. Куцик А. С. Аварійні режими в тиристорній безконтактній системі

збудження синхронного турбогенератора. Вісник НУ “Львівська політехніка”.

Електроенергетичні та електромеханічні системи. Львів, 2005. – № 544.

С. 68–73.

72. Куцик А. С. Математичне моделювання напівпровідникових систем

збудження потужних синхронних генераторів. Тези доповідей 3-ої

Міжнародної науково-технічної конференції. Математичне моделювання в

електротехніці та електроенергетичні. Львів : ДУ “ЛП”, 1999. С. 214.

73. Куцик А. С. Математичне моделювання процесів у системі

тиристорного збудження синхронного гідрогенератора. Вісник НУ “Львівська

політехніка”. Електроенергетичні та електромеханічні системи. Львів, 2002.

– № 449. С. 102 – 108.

74. Семенюк М. Б. Генераторна установка з фазовим

компаундуванням. Енергетика та системи керування EPEKS-2010 : зб.

матеріалів міжнар. наук.-техн. конф., 25-27 листопада 2010 р. Львів, 2010.

С. 36–37.

75. Плахтина О. Г., Куцик А. С., Рябов В. Н. Математичне моделювання

напівпровідникових систем збудження синхронних генераторів. Вестник

ХГПУ. Электротехника, электродинамика и электропривод, 2000. – Вып. 113.

С. 227–228.

76. Хоменко В. І., Нізімов В. Б. Сучасні розробки в системах збудження

синхронних машин. Информационные технологии в управлении сложными

системами. – 2013 : сборник докладов научной конференции, 19–20 июня

2013 г. [Электронный ресурс] / Под ред. акад. НАН Украины В.В. Пилипенко. –

Днепропетровск : ІТМ НАНУ і ДКАУ, 2013. – 1 электр. опт. диск (CD-R),

179

Pentium 4; 256 Mb RAM; CD-ROM; Windows XP-SP3/Vista/7/8; Internet

Explorer8+. – Название с экрана.

77. Низимов В. Б., Съянов А. М. и др. Оптимизация пусковых режимов

электроприводов с емкостными накопителями энергии. Сборник научных

трудов. Кременчуг : КГПИ, 2002. – Вип. 1 (12). С. 145–149.

78. Низимов В. Б. Применение накопителей энергии для асинхронного

пуска синхронных двигателей. Науковий вісник НГА України, 2000. – № 1.

С. 49–51.

79. Диткин В. А., Прудников А. Г. Справочник по операционному

исчислению. – Москва, «Высшая школа», 1965. 148 с.

80. Юрганов А. А., Кожевников В. А. Регулирование возбуждения

синхронных генераторов. – СПб. : Наука, 1996. 138 с.

81. Eberly Th. W. Voltage Versus Var/Pover-Factor Regulation on

Synchronous Generator. IEEE Transactions on Industry Applications,

November/December 2002. – Vol. 38, No. 6. Pр. 1682–1687.

82. Гольдштейн М. Е. Схема выдачи мощности комплекса, содержащего

генератор с повышенной частотой напряжения. Вестник ЮУрГУ, серия

“Энергетика”, 2003. – Вып. 3, № 11 (27). С. 9–11.

83. Robak S. Block diagram transfer function model of generator – infinite

busbar system including TCPAR. Proc. of the International Symp. “Modern electric

pover system”, Wroclav : Poland, 2002. Pр. 139–144.

84. Хоменко В. І., Нізімов В. Б., Количев С. В. Автономна генераторна

установка з компенсацією інерційності контуру збудження. Збірник наукових

праць Дніпродзержинського державного технічного університету (технічні

науки). Дніпродзержинськ : ДДТУ, 2012. – Вип. 3 (20). С. 119–124.

85. Хоменко В. І. Нізімов В. Б., Количев С. В. Вплив системи збудження

на динамічну стійкість автономної генеруючої установки при значних

збуреннях. Zbiór artykułów naukowych. Konferencji Miedzynarodowej

NaukowoPraktycznej "Inżynieria i technologia. Badania podstawowe i stosowane:

180

wyzwania i wyniki" (30.05.2017–31.05.2017). Warszawa: Wydawca : Sp. z o.o.

«Diamond trading tour», 2017. - 92 str. ISBN: 978-83-65608-61-1. Рр. 58–61.

86. Хоменко В. І., Нізімов В. Б., Количев С.В. Підвищення стійкості

автономної генеруючої установки при значних збуреннях. Енергетичний

менеджмент: стан та перспективи розвитку: збірник наукових праць IV

Міжнародної науково-технічної та навчально-методичної конференції у місті

Києві 25–27 квітня 2017 р. Київ : НТУУ «КПІ» ім. Ігоря Сікорського, 2017.

С. 49 –50.

87. Пахомов Е. И. Моделирование форсировки возбуждения синхронного

генератора в пакете Maple. Технічна електродинаміка, тем. випуск «Проблеми

сучасної електротехніки», ч. 6, 2006. С. 31–34.

88. Хоменко В. І Математическая модель синхронного генератора с

вентильно-емкостным возбуждением. Електромеханічні системи, методи

моделювання та оптимізації: збірник наукових праць VI Всеукраїнськоъ

науково-технічна конференції молодих учених і спеціалістів, 02–04 квітня

2008 р. Кременчук : КДПУ, 2008. С. 228–229.

89. Агамалов О. Н. Синтез канала стабилизации регулятора возбуждения

синхронного генератора. Технічна електродинаміка, тем. Випуск «Проблеми

сучасної електротехніки», 2006. С. 89–94.

90. Акерман Б. І., Бушмарина Е. А., Долгов В. В. Микропроцессорный

унифицированный автоматический регулятор возбуждения сильного действия

АРВ – СДМ. Автоматическое регулирование и управление в энергосистемах:

Сб. науч. трудов. М. : Энергоатомиздат, 1983. – С. 3–12.

91. Бирюков Ю. А., Ефимов А. В. и др. Опыт внедрения и перспективы

применения бесщеточных и статических систем возбуждения на

реконструируемых и новых дизель генераторах, гидро и турбогенераторах,

двигателях и синхронних компенсаторах. Материалы международной научно-

технической конференции «Современные системы возбуждения для нового

строительства и реконструкции электростанций. Опыт наладки и

181

эксплуатации систем возбуждения нового поколения». Санкт-Петербург,

2004. – Вып. 1. С. 96–105.

92. Борцов Ю. А. Робастные регуляторы возбуждения мощных

синхронных генераторов. Электричество, № 7, 2003. С. 29–36.

93. Хоменко В. І., Нізімов В. Б. Дослідження процесу стабілізації вихідної

напруги синхронного генератора. Збірник наукових праць Дніпродзержинського

державного технічного університету (технічні науки). Дніпродзержинськ :

ДДТУ, 2009. – Вип. 3 (13). C. 102–105.

94. Бут Д. А., Алиевский Б. Л. и др. Накопители энергии: Учеб. пособие

для вузов. М. : Энергоатомиздат, 1991. 400 с.

95. Хоменко В. І., Нізімов В. Б. Дослідження режимів збудження

автономної генеруючої установки. Информационные технологии в управлении

сложными системами : сборник докладов научной конференции, 24 июня

2011 г. Днепропетровск : ИТМ НАНУ и НКАУ, 2011. С. 112–115.

96. Гольдштейн М.Е. Взаимосвязь параметров режима

электротехнического комплекса «синхронный генератор – вставка постоянного

тока энергосистема». Вестник ЮУрГУ, серия “Энергетика”, 2004. – Вып. 3. №

11. С. 109–112.

97. Герасимов А. С, Гущина Т. А. и др. Методика испытаний и настройки

автоматических регуляторов возбуждения синхронных генераторов на

электроднамической модели ОАО «НИИПТ». Материалы международной

научно-технической конференции «Современные системы возбуждения для

нового строительства и реконструкции электростанций. Опыт наладки и

эксплуатации систем возбуждения нового поколения». Санкт-Петербург,

2004. – Вып. 1. С. 11–22.

98. Воробей В. К., Кириченко Д. В., Кичаев В. В. и др. Системы

возбуждения с микропроцессорным управлением для синхронных двигателей

производства ХК ОАО «Привод». Материалы международной научно-

технической конференции «Современные системы возбуждения для нового

строительства и реконструкции электростанций. Опыт наладки и

182

эксплуатации систем возбуждения нового поколения». Санкт-Петербург,

2004. – Вып. 1. С. 239–255.

99. Герасимов А. С., Гущина Т. А. и др. Обоснование минимальных

требований к кратности форсировки по напряжению возбуждения генераторов

при реконструкции электростанций. Материалы международной научно-

технической конференции «Современные системы возбуждения для нового

строительства и реконструкции электростанций. Опыт наладки и

эксплуатации систем возбуждения нового поколения». Санкт-Петербург,

2004. – Вып. 1. С. 318–327.

100. Kyriakides E. An observer for the estimation of synchronous generator

damper currents for use in parameter identification. IEEE Transactions on Energy

Conversion, 2003. – Vol. 18, Issue 1. – Pр. 175–177.

101. Kyriakides, E. On-line estimation of synchronous generator parameters

using an observer for damper currents and a graphical user interface. IEEE

Transactions on Energy Conversion, 2004. – Vol. 19, Issue 4. Pр. 499–507.

102. Хоменко В. І., Нізімов В. Б. Енергообмінні процеси між контурами

автономного синхронного генератора. Збірник наукових праць Дніпровського

державного технічного університету (технічні науки). Кам’янське : ДДТУ,

2017. – Вип. 1 (30). С. 111–117.

103. Велин Н. В. Статический возбудитель синхронного двигателя с

глухоподключенным конденсатором. – Электротехника, 1973. 35–36.

104. Hamata V. Solution of the Equation of Motion of a Synchronous

Machine. Acta Technica Csav, 1981. – Vol. 26, Issue 6. Pр. 688–699.

105. Низимов В. Б. Применение управляемых емкостных накопителей

энергии в контуре возбуждения синхронних двигателей. Сборник научных

трудов. Кременчук : КГПИ, 1998. – Вып. 2. С. 35–37.

106. Огарь А. С., Панченко М. В., Рыков Г. Ю. Особенности создания

формируемых источников питания с асинхронным генератором. Проблемы

создания новых машин и технологий. Научные труды КГПУ. – Кременчук :

КГПУ. – 2001, Вып. 1(10). С. 190–192.

183

107. Хоменко В. І., Нізімов В. Б., Количев С. В. Підвищення стійкості

роботи синхронної машини щляхом удосконалення системи збудження.

Східно-Європейський журнал передових технологій. Энергоcберегающие

технологии и оборудование. Харків, 2015. – Вип. 1/8 (73). С. 31–36.

108. Низимов В. Б. Управление форсировкой возбуждения синхронных

двигателей с компенсацией инерционности контура. Сборник научных трудов.

Кременчуг : КГПИ, 1998. – Вып. 1. C. 87–91.

109. Fick P. D. Accurate digital current control of the reluctance synchronous

machine with constant current angle. Trans. SA Inst. Electr. Eng, 2004. – Vol. 95,

Issue 1. Pр. 47–50.

110. Хоменко В. І., Нізімов В. Б. Керування контуром збудження

синхронного генератора при різко змінному навантаженні. Збірник наукових

праць Дніпродзержинського державного технічного університету (технічні

науки). Кам’янське : ДДТУ, 2016. – Випуск 1 (28). С. 60–66.

111. Черный А. П.,. Родькин Д. И, Садовой А. В. и др. Моделирование

электромеханических систем. Моделирование электромеханических систем. –

Кременчуг : КГПИ, 1999. 410 с.

112. Сыромятников А. И. Режимы работы асинхронных и синхронных

двигателей. М. : Энергоиздат, 1950. 240 с.

113. Ченчевой В. В. Математическая модель асинхронного генератора с

релейным регулятором емкостного тока. Вісник Кременчуцького державного

політехнічного університету ім. Михайла Остроградського. Кременчук :

КДПУ, 2008. – Вип. 6(53) част. 2. С. 40–44.

114. Шокарев Д. А. Регуляторы емкостного тока в схемах

конденсаторного возбуждения асинхронних генераторов. Вісник

Кременчуцького державного політехнічного університету. Наукові праці

КДПУ. Кременчук : КДПУ, 2002. – Вып. 1(12). С. 422–425.

115. Лищенко А. И. Исследование рабочих характеристик асинхронного

генератора с емкостным возбуждением. – Техническая єлектродинамика,

1983. – № 3.

184

116. Низимов В. Б., Колычев С. В. Эффективность гашения магнитного

поля синхронных двигателей с тиристорным возбуждением. Электричество. –

1988. – №6. С.22–27.

117. Низимов В. Б., Колычев С. В. Повышение эффективности гашения

магнитного поля в режиме самозапуска синхронных двигателей. Наука –

производству: Сб. статей. – К. : Вища школа, 1991. С. 233–237.

118. Лищенко А. И. Математическая модель автономной энергоустановки

с асинхронным генератором и регулируемой емкостной системой возбуждения.

Техническая єлектродинамика, 1989. – № 6.

119. Логинов А. Г. Микропроцессорный автоматический регулятор типа

АРВ-М для систем возбуждения АО «Электросила». Электротехника, 2001. –

№ 9.

120. Нгуен Ню Хунг. Использование нечетких регуляторов для настройки

коэффициентов усиления ПИД-регулятора напряжения синхронного

генератора. Технічна електродинаміка. Тематичний випуск. Проблеми сучасної

електротехніки, 2006. С. 117–120.

121. Хоменко В. І., Нізімов В. Б. Режим короткого замикання синхронної

машини автономної генеруючої установки. Вісник Донбаської державної

машинобудівної академії. Збірник наукових праць. Краматорськ : ДДМА,

2012. – № 4 (29). С. 82–85.

122. Хоменко В. І., Нізімов В. Б. Дослідження аварійних режимів

автономної генеруючої установки. Електромеханічні і енергозберігаючі

системи. Тематичний випуск «Проблеми автоматизованого електропривода.

Теорія і практика». Кременчук : КрНУ, 2012. – Вип. 3/2012 (19). С. 190–191.

123. Герман-Галкин С.Г. Компьютерное моделирование

полупроводниковых систем в MATLAB 6.0: Учебное пособие. СПб. : КОРОНА

принт, 2001. 320 с.

124. Хоменко В. І., Нізімов В. Б. Техніко-енергетичні показники

автономної системи електроживлення на базі синхронного генератора. Zbiór

artykułów naukowych. Konferencji Miedzynarodowej NaukowoPraktycznej

185

"Inżynieria i technologia. Osiągnięcia naukowe, rozwój, propozycje na rok 2016"

(30.12.2016). Warszawa, 2016. ISBN: 978-83-65608-33-8. Рр. 66–70.

125. Стиоп Я. И., Яров В. М. Повышение коэффициента мощности

трёхфазных мостових схем выпрямления. Электротехника. – 1973. – № 9.

С. 20–22.

126. Бойко А. К. Экономика предприятий Украины. Днепропетровск:

«Пороги», 1997. 312 с.

127. Низимов В. Б., Низимов Р. В. Пусковые характеристики синхронного

двигателя при дискретном управлении контуром возбуждения. Проблемы

создания новых машин и технологий. Кременчуг : КГПИ, 2001. – Вып. 1.

С. 34–38.

128. Птахофабрика «ОРІЛЬ-ЛІДЕР». URL : https://www.mhp.com.ua

/uk/operations/chao-orelj-lider (дата звернення: 02.03.2018)

186

ЕЛЕКТРОМЕХАНІЧИЙ КОМПЛЕКС З НАКОПИЧУВАЧАМИ

ЕНЕРГІЇ В КОНТУРІ ЗБУДЖЕННЯ СИНХРОННОГО ГЕНЕРАТОРА

ДОДАТКИ

187

Додаток А

Технічні дані елементів випробувального стенду

1 Синхронного генератора типу МСА–72/4:

- номінальна потужність: повна S =15 кВА; активна Р = 12 кВт при соs φ = 0,8;

- швидкість обертання nн = 1500 об/хв;

- з’єднання обмоток статора – “зірка”;

- напруга статора Uс = 230 В;

- напруга збудження Ufн=27 В;

- струм статора i1н = 37,6 А;

- струм збудження ifн=23 А;

- частота мережі f = 50 Гц;

- коефіцієнт корисної дії генератора η = 87,5 % .

2 Синхронний генератор типу БМЗ 4,5/4-М:

- номінальна потужність: повна S =4,5 кВА; активна Р = 3,6 кВт при соs φ = 0,8;

- швидкість обертання nн = 1500 об/хв;

- з’єднання обмоток статора – “зірка”;

- напруга статора Uс = 230 В;

- напруга збудження Ufн=22 В;

- струм статора i1н = 11,3 А;

- струм збудження ifн=11,4 А;

- частота мережі f = 50 Гц;

- коефіцієнт корисної дії генератора η = 80,6 % при соs φ = 1;

η =74,2% при соs φ = 0,8.

3 Тиристорний збуджувач ЕТЗ 121 43/1500:

- потужність Р = 2,8 кВт;

- напруга мережі U = 36 В;

- частота мережі f = 50±1% Гц;

188

Відхилення частоти обертання в залежності від зміни струму

навантаження в границях від 0,1 Ін і до Ін для частоти обертання:

більш 30 об/хв ±10 %;

більш 100 об/хв ±5 %;

більш номінальної ±2 %;

більш 10 об/хв. ±1 %;

Відхилення частоти обертання при зміні навантаження від 0,1 Ін до 1,0 Ін,

при зміні напруги мережі від 0,9 Uн до 1,1 Uн при зміні температури від 20 до

400С не повинно перевищувати для частоти обертання:

більш 10 об/хв ±20 %;

більш 30 об/хв ±10 %;

більш 100 об/хв ±4 %;

більш номінальної ±2 %.

4 Перетворювач частоти ТПТР-10-400-200/50-АУХЛ4:

- вхідна напруга U = 380 В;

- вихідна напруга U = 40÷400 В;

- струм І = 10 А;

- частота мережі f = 50 Гц.

5 Трансформатор напруги ТТ-063:

- потужність S = 4,5 кВА;

- напруга U1 = 380/220 В; U2 = 36 В;

- частота мережі f = 50÷60 Гц.

6 Трансформатор струму УТТ-5:

- навантаження: соs φ = 0,8÷1; R = 0,2 Ом;

- напруга U = 0,5 кВ;

- струм І1 = 15-50-100-150-200-300-600 А; І2 = 5 А;

- частота мережі f = 50 Гц;

- клас точності 0,2.

189

7 Дані датчиків і плати АЦП.

7.1 Датчики струму LA 55-P: номінальний вхідний струм – ±50 А;

діапазон вимірювання струму – ±100 А; точність в 0,65% до номінального

струму; номінальний вихідний струм – 25 мА; робоча частота – 0...200 кГц;

напруга живлення – ±12...15 В.

7.2 Датчики напруги LV 25-P: номінальний вхідний струм – 10 мА;

діапазон вимірювання напруги – ±500 В; точність перетворення напруги – 0,8%;

номінальний вихідний струм – 25 мА; електрична міцність ізоляції – 2,5 кВ;

напруга живлення – ±12...15 В.

7.3 Плата АЦП L-791: кількість каналів диференціальних 16 або із

загальною землею 32; частота дискретизації до – 400 кГц; розрядність АЦП –

14; діапазон вхідного сигналу – ±0,07... ± 10 В.

190

Додаток Б

Експериментальні дослідження електромеханічного комплексу

Дослідження проводились на базі синхронному генераторі типу

МСА 12/4А: Рн = 12 кВт; Uс = 230 В; i1н= 37,6 А; Ufн = 27 В; ifн = 23 А;

nн = 1500 об/хв. в режимі форсування струму збудження з запропонованим

пристроєм і з серійними тиристорними збуджувачами.

Принципова схема системи збудження СГ ЕМК з компенсованою ОЗ рис.

Б.1.

ТС

СКТ

АРЗ

{

{

ВТ

ТН

ТП

С+

-

VD4(-)

(+)

VD2

+

БФ

ДС

ДЗН

VS1

ОЗUг

VD3

VD1

G1

2

ТД

Рисунок Б.1 – Принципова схема системи збудження СГ ЕМК

Для підтвердження ефективності впливу компенсованої системи

збудження СГ на динамічну стійкість ЕМК виконані експериментальні

дослідження при підключені споживачів з різним навантаженням (рис. Б.2 –

Б.5). Величина поділки осцилограм при знятті експериментів t = 0,2 с/см.

191

Напруга статора

Напруга статора

Струм статора

Струм статора

Струм збудження

Рисунок Б.2 – Режим підключення

статичного навантаження з

некомпенсованим контуром

збудження

Струм збудження

Рисунок Б.3 – Режим підключення

статичного навантаження з

компенсованим контуром

збудження

2 230= ⋅ГU B

% 3%; t 0,1∆ = =Г стабU с% 16%; t 1∆ = =Г стабU с

2 23уст

І А= ⋅ 2 29,5= ⋅уст

І А

13 ; 65= =поч форf fІ А І А 13 ; 65= =

поч форf fІ А І А

2 230= ⋅ГU B

192

На рис. Б.2 наведені осцилограми при підключені статичного

навантаження потужністю 12 кВт з некомпенсованим контуром збудження СГ,

а на рис. Б.3 – осцилограми з паралельно компенсованим контуром збудження.

Стабілізація вихідної напруги СГ при підключені споживачів

номінальним статичним навантаженням забезпечується системою АРЗ. У

випадку при підключені споживачів співставної потужності, що

супроводжується зниженням напруги до 0,85Uн або зростанням струму вище

2Ін блок форсування (БФ) вмикає тиристор VS1, що призводить до розряду

конденсатора ЄНЕ на ТП і ОЗ та компенсації інерційності ОЗ. За час, рівний

чверті коливального розряду конденсатора система АРЗ встановлює необхідний

рівень напруги збудження, а діод VD4 вимикає конденсатор із контуру

збудження.

Послідовна компенсація інерційності ОЗ забезпечується підключенням

анода тиристора VS1 до клеми 1, а паралельна – до клеми 2. Експериментальні

дослідження виконанні на СГ типу МСА 72/4А, потужністю 12 кВт,

U1н = 230 В; іном = 36,7 А; струм ротора 23 А при підключені різної потужності.

На рис. Б.4 наведені осцилограми при підключені АД потужністю 11 кВт

до АГУ з некомпенсованим контуром збудження, а на рис. Б.5 – осцилограми з

послідовно компенсованим контуром збудження.

Розроблена система з компенсованим контуром збудження забезпечує

стійкість роботи ЕМК та стабілізацію вихідної напруги при підключені

споживачів співставної потужності та нормальне живлення попередньо

підключених споживачів.

Осцилограми зняті за допомогою аналогового вимірювального

осцилографа С8-17 повністю співпадають з осцилограмами знятими за

допомогою плати АЦП L-791, що доводить адекватність та достовірність

проведених експериментальних досліджень.

193

Напруга статора

Напруга статора

Струм статора

Струм статора

Струм збудження

Рисунок Б.4 – Режим підключення

АД з некомпенсованим контуром

збудження

Струм збудження

Рисунок Б.5 – Режим підключення

АД з компенсованим контуром

збудження

2 230= ⋅ГU B

% 11%; t 0,36∆ = =Г стабU с% 39%; t 1,2∆ = =Г стабU с

2 36 ; І 2 70= ⋅ = ⋅уст мах

І А А 2 36 ; І 2 70= ⋅ = ⋅уст мах

І А А

13 ; 117= =поч форf fІ А І А 13 ; 117= =

поч форf fІ А І А

2 230= ⋅ГU B

194

Додаток В

195

Додаток Г

196

Додаток Д

197

Додаток Е

Розрахунок економічного ефекту від впровадження

електромеханічного комплексу з накопичувачами енергії в контурі

збудження синхронного генератора на птахофабриці

1. Розрахунок витрат на паливо для дизельного генератору типу

NiK DG 1100C, Рном = 1100 кВт на виробництво електроенергії за 1 годину

(розділ 3)

С = Рном · Сед = 1100 · 6,26 = 6886 грн/год (Е.1)

2. Витрати на паливо при шести відключеннях за рік [39]

Срік = Рном · Сед = 6 ·6886 = 41316 грн/рік (Е.2)

Порівняльні витрати на придбання і монтаж обладнання системи

збудження генератора з розробленим варіантом наведено у табличній формі

(таблиця Ж.1) (розділ 3, табл. 3.3)

Таблиця Ж.1 – Розрахунок витрат на придбання і монтаж обладнання за

розробленим варіантом

Вартість обладнання, грн Найменування і технічна характеристика

обладнання Розроблений варіант

Система збудження генератора з

симетричним мостовим перетворювачем:

- номінальна напруга збудження – 75 В;

- номінальний струм збудження – 320 А.

140453,53

1 Пуско-регулююча апаратура 16855

2 Транспортно-заготівельні витрати 10123

3 Будівельно-монтажні роботи 13170

4 Амортизаційні відрахування 21068,03

5 Витрати на паливо 41316

Капітальні витрати (К) 242985,56

198

Розрахунок ведеться за показниками роботи підприємства птахофабрики

«ОРІЛЬ-ЛІДЕР» з офіційного сайту https://www.mhp.com.ua/uk/operations/chao-

orelj-lider (дата звернення: 02.03.2018)

3. В результаті перерви подачі електроенергії на птахофабрику

порушується технологічний процес і для його відновлення треба в середньому

2–3 години. Отже, втрати за рік на одній виробничій дільниці складають

220,563 т/рік – недовипуск продукції (на птахофабриці «ОРІЛЬ-ЛІДЕР» 24

виробничі дільниці).

4. За одне відключення втрати складають В1 від. = 4,41 т м’яса птиці (т/1

від.) або 4410 кг [126, 128].

5. Величина збитків від недовипуску продукції за одне відключення

З1 від. = В1 від. ·yt = 4410 · 40.71 = 179531,1 грн (Е.3)

Де yt = 40,71 грн. – ціна на курятину за 1 кг без ПДВ.

6. Величина збитків від недовипуску продукції за n = 6 відключення на

протязі року

З6 від. = n · В1 від. ·yt = 6 · 4410 · 40,71 =1077186,6 грн (Е.4)

7. Розрахунок економічного ефекту від впровадження ЕМК з ЄНЕ в

контурі збудження СГ

ЗІ = З6 від – К = 1077186,6 – 242985,56 = 834201,04 грн (Е.5)

Таким чином, за результатами розрахунку інвестиційних впроваджень на

прикладі птахофабрики «ОРІЛЬ-ЛІДЕР» в розмірі 242985 грн, щодо

економічної ефективності застосування ЕМК з ЄНЕ в контурі збудження СГ

доведено, що величина збитків при аварійному відключенні споживачів від

електромережі зменшується на 834201,04 грн.

199

Додаток Ж

Список публікацій

Наукові праці, в яких опубліковані основні наукові результати

дисертації:

1. Хоменко В. І., Нізімов В. Б., Количев С. В. Підвищення стійкості

роботи синхронної машини щляхом удосконалення системи збудження.

Східно-Європейський журнал передових технологій. Энергосберегающие

технологии и оборудование. Харків, 2015. Вип. 1/8 (73). С. 31–36. (Scopus, Index

Copernicus, eLIBRARY, Ulrich’s Periodicals Directory, DRIVER, Bielefeld

Academic Search Engine (BASE), WorldCat, Electronic Journals Library, DOAJ,

EBSCO, Research Bib, American Chemical Society, CrossRef).

Статті у журналах України, занесених до міжнародних наукометричних

баз даних:

2. Хоменко В. І., Нізімов В. Б., Количев С. В. Динаміка режиму

стабілізації вихідної напруги автономної генеруючої установки при вмиканні

навантаження. Тематичний випуск «Проблеми автоматизованого

електропривода» Теорія і практика. Одеса, 2011. № 3(79). С. 296–297. (Science

index).

Статті у закордонних виданнях, занесених до міжнародних

наукометричних баз даних:

3. Хоменко В. І., Нізімов В. Б. Техніко-енергетичні показники автономної

системи електроживлення на базі синхронного генератора. Zbiór artykułów

naukowych. “Inżynieria i technologia. Osiągnięcia naukowe, rozwój, propozycje na

rok 2016”. Warszawa, 2016. PP. 66–70. (Scince Index).

4. Хоменко В. І., Нізімов В. Б., Количев С. В. Вплив системи збудження

на динамічну стійкість автономної генеруючої установки при значних

збуреннях. Zbiór artykułów naukowych. “Inżynieria i technologia. Badania

podstawowe i stosowane: wyzwania i wyniki”. Warszawa, 2017. PP. 58–61. (Scince

Index).

200

5. Хоменко В. І. Техніко-економічне обгрунтування використання

синхронного генератора в складі електромеханічного комплексу. Zbiór

artykułów naukowych. “Obiecujące osiągnięcia naukowe Inżynieria i technologia”.

Warszawa, 2017. PP. 20–23. (Scince Index).

Статті у провідних фахових виданнях України:

6. Хоменко В. І., Нізімов В. Б. Дослідження аварійних режимів

автономної генеруючої установки. Тематичний випуск «Проблеми

автоматизованого електропривода. Теорія й практика» науково-виробничого

журналу. Кременчук, 2012. Вип. 3/2012 (19). С. 190–191.

7. Хоменко В. І., Нізімов В. Б. Дослідження процесу стабілізації вихідної

напруги синхронного генератора. Збірник наукових праць Дніпродзержинського

державного технічного університету (технічні науки). Дніпродзержинськ,

2009. Вип. 3 (13). C. 102–105.

8. Хоменко В. І., Нізімов В. Б. Дослідження автономної генеруючої

установки формуючого джерела електроенергії. Вісник Кременчуцького

державного університету імені Михайла Остроградського. Кременчук, 2010.

Вип. 3/2010 (62) ч. 2. С. 117–119.

9. Хоменко В. І., Нізімов В. Б., Количев С. В. Розробка системи

збудження синхронного генератора з компенсацією інерційності контуру

збудження. Збірник наукових праць Дніпродзержинського державного

технічного університету (технічні науки). Дніпродзержинськ, 2011. Вип. 1

(16). С. 106–111.

10. Хоменко В. І., Нізімов В. Б., Количев С. В. Автономна генераторна

установка з компенсацією інерційності контуру збудження. Збірник наукових

праць Дніпродзержинського державного технічного університету (технічні

науки). Дніпродзержинськ, 2012. Вип. 3 (20). С. 119–124.

11. Хоменко В. І., Нізімов В. Б. Режим короткого замикання синхронної

машини автономної генеруючої установки. Вісник Донбаської державної

машинобудівної академії : збірник наукових праць. Краматорськ, 2012. № 4

(29). С. 82–85.

201

12. Хоменко В. І., Нізімов В. Б., Количев С. В. Порівняльна оцінка

енергетичних та експлуатаційних показників статичних збуджувачів

синхронних машин. Збірник наукових праць Дніпродзержинського

державного технічного університету (технічні науки). Дніпродзержинськ,

2014. Вип. 1 (24). С. 64–70.

13. Хоменко В. І., Нізімов В. Б. Керування контуром збудження

синхронного генератора при різко змінному навантаженні. Збірник наукових

праць Дніпродзержинського державного технічного університету (технічні

науки). Кам’янське, 2016. Вип. 1 (28). С. 60–66.

14. Хоменко В. І., Нізімов В. Б. Енергообмінні процеси між контурами

автономного синхронного генератора. Збірник наукових праць Дніпровського

державного технічного університету (технічні науки). Кам’янське, 2017.

Вип. 1 (30). С. 111–116.

Наукові праці, які свідчать про апробацію результатів дисертації:

15. Хоменко В. І. Математическая модель синхронного генератора с

вентильно-емкостным возбуждением. Електромеханічні системи, методи

моделювання та оптимізації: збірник наукових праць VI Всеукраїнської

науково-технічної конференції молодих учених і спеціалістів (Кременчук, 02–

04 квітня 2008 р.). Кременчук : КДПУ, 2008. С. 228–229.

16. Хоменко В. І., Нізімов В. Б. Підвищення швидкодії режимів

збудження синхронного генератора. Електромеханічні системи, методи

моделювання та оптимізації: збірник наукових праць VIІ Всеукраїнської

науково-технічної конференції молодих учених і спеціалістів (Кременчук, 02–

04 квітня 2009 р.). Кременчук : КДПУ, 2009. С. 224–225.

17. Хоменко В. И., Низимов В. Б. Режимы возбуждения синхронного

генератора с емкостным накопителем энергии. Перспективні методи та

технічні засоби підвищення ефективності енергоємних установок та

технологічних комплексів гірничо-металургійної промисловості: матеріали V

Міжнародної науково-технічної конференції молодих вчених, магістрантів та

студентів (Кривий Ріг, 06 квітня 2009 р.). Кривий Ріг : КТУ, 2009. С. 14–23.

202

18. Хоменко В. І., Нізімов В. Б. Дослідження режимів збудження

автономної генеруючої установки. Информационные технологии в управлении

сложными системами: сборник докладов научной конференции

(Днепропетровск, 24 июня 2011 г.). Днепропетровск : ИТМ НАНУ и НКАУ,

2011. С. 112–115.

19. Хоменко В. І., Нізімов В. Б. Дослідження режимів стабілізації

вихідної напруги автономної генераторної установки з компенсацією

інерційності контуру збудження. Проблеми підвищення ефективності

електромеханічних перетворювачів в електроенергетичних системах:

матеріали Міжнародної науково-технічної конференції (Севастополь, 17–20

вересня 2012 р.). Севастополь : СевНТУ, 2012. С. 91–94.

20. Хоменко В. І., Нізімов В. Б., Количев С. В. Підвищення стійкості

автономної генеруючої установки при значних збуреннях. Енергетичний

менеджмент: стан та перспективи розвитку: збірник наукових праць IV

Міжнародної науково-технічної та навчально-методичної конференції (Київ,

25–27 квітня 2017 р.). Київ : НТУУ «КПІ ім. Ігоря Сікорського», 2017. С. 49–50.