CC BY
17
The article presents the results of a study of the reliability of an asynchronous electric drive of pumping stations in the conditions of electrical networks of low-rise buildings. It was revealed that the widespread use of cascade control of electric drives in modern pumping stations critically depends on the quality of the supplied electricity. The concept of control of cascade pressure stabilization systems of a pumping station is proposed for the case of a short-term voltage failure in the supply network.
Key words: cascade control, pumping stations, frequency-controlled electric drive, low-rise buildings.
Gulkov Yuri Vladimirovich, candidate of technical sciences, docent, guliguli@,list.ru, Russia, Saint Petersburg, Saint Petersburg Mining University,
Turysheva Anna Vakhtanhovna, candidate of technical sciences, docent, An-na_turysheva_21@mail.ru, Russia, Saint Petersburg, Saint Petersburg Mining University,
Voytyuk Irina Nikolaevna, candidate of technical sciences, docent, voy-tuk_irina@mail.ru, Russia, Saint Petersburg, Saint Petersburg Mining University
УДК 621.311.1.018.3 DOI: 10.24412/2071-6168-2021-5-473-482
К ВОПРОСУ О СПОСОБЕ ОПРЕДЕЛЕНИЯ КОЭФФИЦИЕНТА МОЩНОСТИ ПРИ НЕСИНУСОИДАЛЬНЫХ РЕЖИМАХ
Ю.А. Сычев, М.С. Ковальчук, А.В. Кривенко, В.А. Сериков
В статье обоснована актуальность проблемы определения составляющих коэффициента мощности при несинусоидальных режимах с точки зрения выбора типа и основных параметров активных, пассивных или гибридных фильтрокомпенсирующих устройств. Рассматривается способ определения коэффициента мощности при различных условиях формирования несинусоидальных режимов. Установлена взаимосвязь составляющих коэффициента мощности с показателями качества электрической энергии. Предложено выражение для определения коэффициента мощности, содержащее показатели, которые могут рассматриваться в качестве степени эффективности функционирования фильтрокомпенсирующих устройств повышения качества электрической энергии при несинусоидальных режимах. Разработана математическая модель системы электроснабжения с линейной и нелинейной нагрузкой для оценки составляющих коэффициента мощности при несинусоидальных режимах. По результатам математического моделирования установлены соотношения между неактивными составляющими полной мощности при несинусоидальных режимах, а также закономерности изменения составляющих коэффициента мощности при несинусоидальных режимах в условиях вариации параметров источника и нагрузки. Полученные закономерности могут быть использованы для выбора типа активного, пассивного или гибридного фильтрокомпенсирующего устройства для повышения качества электрической энергии и коррекции коэффициента мощности сети.
Ключевые слова: коэффициент мощности, высшие гармоники, искажение, нелинейная нагрузка, качество электроэнергии, несинусоидальный режим, фильтроком-пенсирующее устройство.
Актуальность проблемы повышения качества электрической энергии в промышленных системах электроснабжения обоснована во многих отечественных и зарубежных научных трудах [1-5]. Основными средствами повышения качества электрической энергии в современных системах электроснабжения являются активные,
473
пассивные и гибридные фильтрокомпенсирующие устройства (ФКУ), выполняющие в зависимости от структуры и параметров, компенсацию высших гармоник тока и напряжения, а также коррекцию коэффициента мощности сети [6-8]. Эффективность работы таких ФКУ, как многофункциональных устройств, можно оценить по ряду факторов, включая степень снижения уровня высших гармоник, повышение срока службы электрооборудования, степень приближения коэффициента мощности сети к единице. При этом необходимо учитывать, что повышение коэффициента мощности осуществляется как за счет компенсации реактивной мощности на частоте основной составляющей, так и за счет подавления неактивных составляющих полной мощности, вызванных искажениями. Таким образом, представляется актуальным и целесообразным определить составляющие суммарного коэффициента мощности, отражающие методы его повышения различными техническими средствами и решениями. Полученные составляющие также могут рассматриваться в качестве дополнительных показателей эффективности работы таких технических средств или решений. Для этого необходимо рассмотреть и проанализировать основные способы формирования несинусоидальных режимов в электрической сети с гармоническими искажениями.
Определение коэффициента мощности при несинусоидальных режимах. При наличии в узле линейной (ЛН) и нелинейной нагрузок (НН), а также несинусоидальности со стороны источника степень наличия реактивной мощности и необходимости ее компенсации различными техническими средствами и решениями не может быть полностью описана традиционной величиной коэффициента мощности из-за наличия ВГС тока и напряжения.
В этом случае для полного описания процессов необходимо рассматривать пять основных режимов [1, 7-9]:
синусоидальный источник, питающий НН; несинусоидальный источник, питающий ЛН; несинусоидальный источник, питающий НН; несинусоидальный источник, питающий узел с ЛН и НН; синусоидальный источник, питающий узел с ЛН и НН. Для первого режима справедливы следующие соотношения [1, 7-9]:
р1 = ВД^щ; I = + к}; км = со5^ = км1км.иск. НЮ (1)
Ы I 0 -"м1"м.иск.НН'
л/1 + к2
где км\ - составляющая коэффициента мощности, обусловленная фазовым сдвигом между напряжением и током первой гармоники; км иск нн - составляющая коэффициента мощности, обусловленная наличием гармонических искажений со стороны НН. Таким образом, коэффициент мощности при наличии синусоидального источника и НН может корректироваться двумя путями: снижение км\ или км иск нн .
Для второго режима справедливы следующие соотношения [1, 7-9]: р = ад^^; и = и^1 + ки; км = (Ц = kмlkм.иск.ист., (2)
л/1 + ки
км иск ист - составляющая коэффициента мощности, обусловленная наличием гармонических искажений со стороны источника. Также в данном режиме суммарный коэффициент мощности может корректироваться двумя способами: снижение км1 или
к. "м. иск. ист. •
Рассмотренные режимы являются идеализированными и практические не встречаются в реальных электрических сетях, но полученные при их рассмотрении закономерности служат теоретической основой анализа более сложных режимов. Традиционными средствами коррекции км1 в первом и втором режимах являются установки
поперечной и продольной емкостной компенсации соответственно, которые в контексте более сложных режимов можно рассматривать в качестве ФКУ. Значения км иск НН и км иск ист могут корректироваться как активными преобразователями,
так и пассивными ФКУ.
Для третьего режима справедливо следующее [1, 7-9]:
ж
Т.ип1п ^ срп
_ п=1
ж П=1 " " Р 1 1 Р
Р = Т<ип1п cosфп• км = 777 • км ="Т; I , _I , = 77"км.иск. •
п=1 и1 ' м Л1 + к} + к} 51
р _U1/1cosФl п=2
Т}п1п cosФn
+ п=2_• к =
(3)
Л
ТЛп^п cos Фп
к + п=2
¿1
к
Лм. иск.
V У
где км иск - составляющая коэффициента мощности, обусловленная наличием гармонических искажений со стороны НН и питающей сети. С учетом (1) и (3) справедливо следующее [1, 7-9]:
к = к к тттт = 1 1 __(4)
Лм.иск. Лм.иск.истЛм.иск.НН I-тг I-;т • 4 '
Ф + к} д /1 + к}
Выражение (4) устанавливает взаимосвязь между составляющей коэффициента мощности, обусловленной высшими гармониками (ВГС) напряжения источника и тока
НН, и соответствующими суммарными коэффициентами гармонических искажений кI
и к}, что позволяет оценить вклад ВГС источника и НН в уровень реактивной мощности при несинусоидальных режимах. Также выражение (4) позволяет оценить вклад коррекции ВГС напряжения источника или ВГС тока НН тем или иным техническим средством или решением в значение составляющей коэффициента мощности, обусловленной гармоническими искажениями.
Компьютерное моделирование и обобщение результатов. Рассмотренные режимы формирования несинусоидальных режимов являются идеализированными, и полученные для них выражения не удается полностью распространить на четвертый режим, который является наиболее общим и распространенным с точки зрения формирования несинусоидальных режимов.
Для четвертого режима не удается получить соотношения аналогичные (3) и (4), устанавливающие непосредственную взаимосвязь между показателями качества электроэнергии (ПКЭ) и коэффициентом мощности. Также необходимо проверить
справедливость выражений I = ¡^1 + к} и и = и^1 + к} при более сложных условиях формирования несинусоидальных режимов при одновременном наличии ЛН и НН, а также ВГС со стороны источника. Наиболее эффективным способом проверки является компьютерное имитационное моделирование узла нагрузки с ЛН и НН в условиях несинусоидальности источника с использованием данных о реальных системах электроснабжения, нагрузках и элементах электрических сетей [10-12]. На рис. 1 приведена обобщенная схема для моделирования.
Источник (точка общего присоединения (ТОП), или точка подключения) и узел нагрузки, содержащий ЛН и НН, соединены между собой линией ^л), длина которой может меняться в определенных пределах исходя из условий допустимого уровня потери напряжения. Параметры источника ^ист) приняты по результатам осреднения экспе-
ж
ж
риментальных данных [1, 13, 14] для условий нефтепромыслов. Параметры НН также подобраны исходя из данных экспериментальных исследований преобразователей частоты погружных электродвигателей электроцентробежных насосов нефтепромыслов [1, 13, 14]. Также при моделировании приняты следующие допущения: ЛН представлена в виде активно-индуктивной нагрузки, НН моделируется посредством трехфазного мостового неуправляемого выпрямителя, как наиболее распространенного в составе производимых и эксплуатируемых преобразователей частоты, питающая сеть представлена в виде источника напряжения с внутренним активно-индуктивным сопротивлением.
Данные таблицы позволяют утверждать, что с погрешностью не более 3 % справедливы следующие выражения:
иТОП = и1ТОПлА + к2ТОП; иНН = ^'шид/1 + к>2
и НН;
иЛН = и
1ЛН
1 + к
и ЛН;
7ТОП = Ь ТОП ф + к/ТОП; 7НН = ^ШН д/1 + к/НН •
АлН = + к/ ЛН.
(5)
Рис. 1. Обобщенная схема для моделирования несинусоидальных режимов
источника и узла нагрузки
Величины токов и напряжений на зажимах ЛН, НН и в ТОП, а также соответствующие им суммарные коэффициенты гармоник тока
илн и1лн килн /1лн к/лн
308,83 302 25,04 105,97 109,4 13,26
инн и1нн кинн /нн /1нн к/нн
308,83 302 25,04 102,15 109 25,1
итоп ицОП киТОП /топ 11ТОП к/ТОП
308,83 302 25,04 207,66 215,9 13,47
Аналогичные соотношения с такой же точностью справедливы и для первых двух идеализированных режимов.
Также по результатам моделирования установлены следующие соотношения для частоты п-ой ВГС:
^пНН =\РпНН + ОпНН ; 8пЛН РПлН + ОпЛН; 8пТОП = д^ТОП+^пТоП; (6)
РпТОП * РпНН + Рп ЛН; 0,пТОП * 0>пНН + 0>п ЛН.
При этом с погрешностью менее 1 % справедливо следующее:
5п ТОП = 5п НН - 5п ЛН. (7)
Выражения (6)-(7) справедливы для ВГС, порядок которых соответствует спектральному составу тока, потребляемого НН.
Для ВГС, порядок которых соответствует спектральному составу напряжения
источника, справедливо следующее:
При этом все мощности вычислялись по классическим выражениям, используемым для основной составляющей:
= ип1п; рп = ип1п с^Фп; Оп = ип1п *>шФп. (9)
Таким образом, результаты моделирования позволяют утверждать, что соотношение между активной, реактивной и полной мощностями, справедливые для основной гармоники и являющиеся классическими:
^1нн = д/рщн + °1нн • ^1лн = ^р12лн + о1лн • ^1топ = д/ р12т0п + о1топ; (10)
р1т0п = р1нн + р1лн; °1топ = °1нн + ^лы не могут быть применимы к частотам ВГС при анализе параметров несинусоидальных режимов. Однако, согласно результатам моделирования с погрешностью менее 5 % справедливо следующее:
N
РТОП = Р1ТОП + Е РпТ0П, (11)
п=2
где п - порядок ВГС, как со стороны источника, так и со стороны нагрузки.
Исходя из полученных результатов, коэффициент мощности для данного режима можно оценить следующим образом:
М Ь
^топЛтоп^фтоп + Е итт0птт0пс05!фтт0п + Е и1 топ1/топсоф/топ
1 ртоп _т=т1_/=/1_/ (12)
/топ=-=-
^топ ит0п1т0п
В выражении (12) т - порядок ВГС со стороны НН, / - порядок ВГС со стороны источника. Далее выражение (12) может быть преобразовано следующим образом:
М ь
и1Т0П11Т0П С0фТОП + Е итТОП¡тТОПс^фтТОП + Е и/ТОП¡/ТОПС0фТОП
т=т1 /=/1
кТОП
^топд/1 + ки ТОП ¡1ТОПд/1 + К
2
I ТОП
м (13)
Е ит ТОП¡т ТОП cos фтТОП С0ФТОП_+ т=т1_+
д/^ЦТОП^ОП и1ТОП АтОПд/^ЦТОП^ГОП
ь
Е и/топ¡/топс^фяоп
км1_+ АУист + Д1ЫЫ
^ТОП^ТОПд/1 + ^ТОПи1* к/ТОП д/1 + ^УТОПд/1 + к^ТОП ^ТОП ^ТОП гг^т-т
Из выражения (13) видно, в суммарный коэффициент мощности в ТОП вносят вклад следующие три фактора: основная составляющая узла нагрузки (км1), ВГС тока, потребляемые НН (П1 нн), ВГС напряжения со стороны источника (Оиист). При этом с погрешностью менее 5 % справедливо следующее соотношение [4, 15]:
к =_Км1_. (14)
кТОП
■^йТОП^} ТОП
Если китоп < 5 %, а ктоп > 40 %, что соответствует практически идеализированной централизованной энергосистеме с бесконечно малым внутренним сопротивлением и незначительным уровнем искажений со стороны сети с преобладанием ВГС со стороны НН выражение (14) можно упростить следующим образом [4, 15]:
ктоп = . км21 • <15)
У1 + к/ТОП
В случае если к1 топ < 10 % и китоп > 40 %, что может соответствовать автономной энергосистеме с распределенной генерацией и высоким уровнем ВГС напряжения со стороны источника выражение (14) примет следующий вид [4, 16, 17]:
/=/1
кТОП -
к
м1
(16)
11 + kU ТОП
Также по результатам моделирования установлена справедливость следующего выражения, приведенного в стандарте IEEE 1459-2010, для определения действующего значения полной (кажущейся) мощности при несинусоидальном режиме, как со стороны источника, так и со стороны подключенной нагрузки [18]:
:)-
S2 - (UI)2 - (и2 + U2
ВГС
hi+12
ВГС
- (U1I1 )2 + (U\IВГС)2 +(ивгс11 )2 +(ивгсIВГС)2 - S2 + sBrc. Исходя из этого выражение (13) преобразуется к следующему виду:
км -
- км1
В + Рзгс
А2 + S2
В S1
1 +
P
ВГС
В
(1 +2 РВГС + РВГС Л
ВГС
IS12 + SBrC
Si2
S12
+
S1 + SBrC P1 ( + SBrC
2 РВГС S1
P(
^ к2 - к21 ^ км " км1
Рвгс S12
В
P1
2
S12 + Si2rc
S12
)+ В2 (( + SBrc),
- к 2 - км1
Л
S12 + 2 PBrc S12 + ^Взгс S12
S2 P1S2 P2S2
v J
- км21 f S
2
1+
Приняв следующие обозначения £s1 = —, крВГС
S
1 +
Рвгс В
РВГС
С
1 J
Л
2
км -kм1kS1kpВГС.
В
получим:
1 J
(17)
(18)
(19)
«23 0,1 <171 1 1.35 1.; 1.73 I 0,5 о, ? 5 1 и; 1.5 1,75 а
Рис. 2. Закономерности изменения составляющих суммарного коэффициента мощности согласно выражению (19) от вариации сопротивления питающей
сети 2с
Таким образом, выражение (19) позволяет установить степень влияния ВГС напряжения источника и тока НН, а также реактивной мощности на частоте основной составляющей на соотношения между коэффициентом мощности по основной состав-
ляющей (или коэффициентом смещения) и суммарным коэффициентом мощности. Помимо этого, составляющие выражения (19) могут служить мерой оценки эффективности активных, пассивных, гибридных ФКУ, а также устройств компенсации реактивной мощности [19-21].
По результатам моделирования получены закономерности изменения составляющих коэффициента мощности согласно выражению (19) при вариации параметров питающей сети (см. рис.2) и подключенной нагрузки (см. рис.3).
Сопротивление питающей сети Zc на рис. 2 указано в относительных единицах, где за базис принято усредненное значение сопротивления централизованной энергосистемы для условий нефтедобывающих предприятий согласно результатам исследований [1, 13, 14]. Степень наличия НН в узле нагрузки представлена в виде коэффициента в, который вычисляется по следующей формуле:
¡1НН
в = -
(20)
¡1НН + ¡1ЛН
где ¡1нн и ¡1ЛН - соответственно действующие значения токов НН и ЛН на частоте основной составляющей.
б) I
ш КрВТС
Рис. 3. Закономерности изменения составляющих суммарного коэффициента мощности согласно выражению (19) от вариации соотношения токов линейной и нелинейной нагрузок в на частоте основной составляющей
Таким образом, закономерности, приведенные на рис. 2 и 3, показывают общий характер влияния параметров питающей сети и подключенной нагрузки на составляющие коэффициента мощности, что позволит обоснованно выбрать техническое средство или решение для коррекции данных компонентов при переходе режима электроснабжения с централизованного на автономный и наоборот, а также при изменении состава подключенной нагрузки в узле сети.
Предметом дальнейших исследований в данной области будет оценка влияния ФКУ различных конфигураций на составляющие суммарного коэффициента мощности при несинусоидальных режимах.
Список литературы
1. Sychev Y.A., Aladin M.E., Abramovich B.N. «The method of power factor calculation under non-sinusoidal conditions», Proceedings of the 2020 IEEE Conference of Russian Young Researchers in Electrical and Electronic Engineering, EIConRus 2020. 2020. P. 904-908.
2. Абрамович Б.Н., Сычев Ю.А., Устинов Д.А., Бабанова И.С., Прохорова В.Б. Эффективность распределенной энергетики в условиях минерально-сырьевого комплекса. Промышленная энергетика. 2019. № 5. С. 8-16.
3. Averbukh M.A., Prasol D.A., Zhilin E.V. Special Aspects of Application of Filter-Compensating Devices in Power Supply Systems with Non-Linear Electrical Receivers // IOP Conference Series: Materials Science and Engineering. Vol. 643. Number 1, Article number 012087.
4. Dovgun V., Egorov D., Boyarskaya N., Novikov V., Prozorov N. Passive Harmonic Filters for High Voltage Transmission Systems // IOP Conference Series: Materials Science and Engineering, Vol. 643, Number 1, Article number 012052.
5. Лаврик А.Ю., Жуковский Ю.Л., Лаврик А., Булдыско А.Д. Особенности выбора оптимального состава ветро-солнечной электростанции с дизельными генераторами. Известия высших учебных заведений. Проблемы энергетики. 2020. Т. 22. № 1. С. 10-17.
6. Kabir Y., Mohsin Y.M., Khan M.M. Automated Power Factor Correction and Energy Monitoring System // in Proc. of the 2017 Second International Conference on Electrical, Computer and Communication Technologies, Feb. 2017, doi: 10.1109 /ICECCT. 2017. 8117969.
7. Mishra D.P., Ray P. Calculation of Power Quality Factor of Supply System using Labview // Michael Faraday IET International Summit 2015. 2015. doi: 10.1049/ cp. 2015.1622.
8. Gao W., Gao J., Wu X., Zhou B. Power Factor Calculation Method for the Rectifier Which AC Side Connected CRM LCL Resonant Converter // in Proc. of the 2018 IEEE PELS Workshop on Emerging Technologies: Wireless Power Transfer (WOW), Aug. 2018, doi: 10.1109/WoW.2018.8450661.
9. C.A. da Silva, Bidaud F., Herbet P., Cardoso J.R. Power Factor Calculation by the Finite Element Method // IEEE Transactions on Magnetics, Vol. 46, Issue 8, Aug. 2010. P. 3002 - 3005.
10. Bai Y., Xu L., Wang W. Study on Reactive Power and Voltage Control of Power Grid with Small Hydropower // in Proc. of the 2010 International Conference on Electrical and Control Engineering, Jun. 2010. doi: 10.1109/iCECE.2010.1372.
11. Khader M.A., Biabani A. Simulation, Mathematical Calculation and Comparison of Power Factor and Efficiency for Forward, Fly Back and Proposed Forward-Flyback Converter // in Proc. of the 2016 International Conference on Electrical, Electronics, and Optimization Techniques, Mar. 2016, doi: 10.1109/ICEE0T.2016.7754952.
12. Gao H., Wu B., Xu D., Zargari N R. A Model Predictive Power Factor Control Scheme With Active Damping Function for Current Source Rectifiers // IEEE Transactions on Power Electronics, Vol. 33, Issue 3, Mar. 2018. P. 2655 - 2667.
13. Pathak M.Y., Jamnani J.G. Design and Hardware Implementation of SVC using Thyristorised Control for Improving Power Factor and Voltage Profile of Inductive Loads // in Proc. of the 2016 IEEE 6th International Conference on Power Systems (ICPS), Mar. 2016, doi: 10.1109/ICPES.2016.7584076.
14. Wang T., Zheng J., Wang S., Zhao C., Shi X., Chen H. New Method of Reactive Power Compensation for Oilfield Distribution Network // in Proc. of the 2018 China International Conference on Electricity Distribution (CICED), Sep. 2018, doi: 10.1109/ CICED.2018.8592471.
15. Xiao-Liui W., Jian-Liaiig Z., Yu-Miiig B. The Calculation of Power Factor Considering the Harmonic Order based on DFT // in Proc. of the 2014 China International Conference on Electricity Distribution (CICED), Sep. 2014, doi: 10.1109/CICED.2014.6991975.
16. Zhao D., Zhu L., Wang W., Chen N., Zhang H., Ni F. Calculation of Harmonic Suppression and Reactive Power Compensation Device's Capacity Configuration in Electric Vehicle Charging Stations // in Proc. of the 2012 China International Conference on Electricity Distribution, Sep. 2012. doi: 10.1109/CICED.2012.6508678.
17. Angarita M.L. Poblador, Ramos Lopez G.A. Power Calculations in Nonlinear and Unbalanced Conditions According to IEEE Std 1459-2010 // in Proc. of the 2013 Workshop on Power Electronics and Power Quality Applications (PEPQA), Jul. 2013. doi: 10.1109/PEPQA.2013.6614957.
18. IEEE Std 1459-2010. IEEE Standard Definitions for the Measurement of Electric Power Quantities Under Sinusoidal, Nonsinusoidal, Balanced, or Unbalanced Conditions. American national standards institute. 2010. 52 p.
19. Wang Y., Li G., Lai Y., Li H., Wang Z. Calculation of Reactive Power Compensation Capacity in Wind Farms based on Chance Constrained Programming // in Proc. of the 2013 IEEE PES Asia-Pacific Power and Energy Engineering Conference (APPEEC), Dec. 2013. doi: 10.1109/APPEEC.2013.6837212.
20. Ojo A., Awodele K., Sebitosi A. Load Compensation in a Three-Phase Four Wire Distribution System Considering Unbalance, Neutral Current Elimination and Power Factor Improvement // in Proc. of the 2019 Southern African Universities Power Engineering Conference/Robotics and Mechatronics/Pattern Recognition Association of South Africa, Jan. 2019, doi: 10.1109/RoboMech.2019.8704821.
21. Khadkikar V., Varma R.K., Seethapathy R., Chandra A., Zeineldin H. Impact of Distributed Generation Penetration on Grid Current Harmonics Considering Non-Linear Loads // in Proc. of the 3rd IEEE International Symposium on Power Electronics for Distributed Generation Systems (PEDG), 25-28 Jun. 2012. P. 608 - 614.
Сычев Юрий Анатольевич, канд. техн. наук, доцент, sychev_yua@pers.spmi.ru, Россия, Санкт-Петербург, Санкт-Петербургский горный университет,
Ковальчук Маргарита Сергеевна, канд. техн. наук, доцент, kovalchuk_ms@pers.spmi.ru, Россия, Санкт-Петербург, Санкт-Петербургский горный университет,
Кривенко Александр Владимирович, канд. техн. наук доцент, krivenko_av@pers.spmi.ru, Россия, Санкт-Петербург, Санкт-Петербургский горный университет,
Сериков Владимир Александрович, аспирант, serikov.va@bk.ru, Россия, Санкт-Петербург, Санкт-Петербургский горный университет
ON THE QUESTION OF THE POWER FACTOR DETERMINATION METHOD IN NON-
SINUSOIDAL MODES
Y.A. Sychev, M.S. Kovalchuk, A.V. Krivenko, V.A. Serikov
The article considers the problem of determining the components of the power factor in non-sinusoidal modes in terms of choosing the type and main parameters of active, passive or hybrid filter compensating devices. The method for determining the power factor under various conditions of non-sinusoidal modes is considered. The relationship between the components of the power factor and the quality indicators of electric energy is determined. The proposed expression allows to determine the power factor. It contains indicators that can be
481
considered as the degree of efficiency of functioning of filter-compensating devices for improving the quality of electric energy in non-sinusoidal modes. The mathematical model of a power supply system with linear and nonlinear loads is developed. It helps to estimate the components of the power factor in non-sinusoidal modes. According to the results of mathematical modeling the following relations were obtained: relations among the inactive components of full power in non-sinusoidal modes, the patterns of change in components of power factor non-sinusoidal modes in the presence of parameter variation of source and load. The obtained patterns can be used to select the type of active, passive or hybrid filter compensating device for improving the quality of electrical energy and correcting the power factor of the network.
Key words: power_ factor, harmonics, distortion, non-linear load, power quality, non-sinusoidal mode, filter device.
Sychev Yuriy Anatolievich, candidate of technical sciences, docent, sychev yua@pers.spmi.ru, Russia, Saint-Petersburg, Saint-Petersburg Mining University, Saint-Petersburg,
Kovalchuk Margarita Sergeevna, candidate of technical sciences, docent, koval-chuk ms@pers.spmi.ru, Russia, Saint-Petersburg, Saint-Petersburg Mining University,
Krivenko Alexander Vladimirovich, candidate of technical sciences, docent, kriv-enko av@pers.spmi.ru, Russia, Saint-Petersburg, Saint-Petersburg Mining University,
Serikov Vladimir Aleksandrovich, postgraduate, serikov.va@bk.ru, Russia, Saint-Petersburg, Saint-Petersburg Mining University
УДК 621.31 DOI: 10.24412/2071-6168-2021-5-482-486
МАТЕМАТИЧЕСКОЕ МОДЕЛИРОВАНИЕ ЭЛЕКТРОПРИВОДА СТАРТЕРА ГАЗОТУРБИННОГО ДВИГАТЕЛЯ СО СКАЛЯРНОЙ СИСТЕМОЙ
УПРАВЛЕНИЯ
А.А. Коржев, В.А. Сериков, И.А. Гуревич, Ду Сыяо
Рассматривается электрическая система запуска газотурбинного двигателя, обеспечивающая сокращение износа оборудования в процессе эксплуатации. Приведено сравнение двух скалярных законов управления. Для улучшения качества пусковых переходных процессов предложено использовать закон с квадратичным изменением момента сопротивления
Ключевые слова: запуск газотурбинного двигателя, математическое моделирование асинхронного двигателя, скалярная система управления.
Нефтегазовый сектор является важнейшей отраслью в современном мире. Природный газ экологичный и относительно дешевый вид топлива. Благодаря этому, его используют повсеместно. Для устойчивой работы предприятий в центральных районах необходима система бесперебойной поставки природного газа. Сейчас на многих газокомпрессорных станциях эксплуатируются газоперекачивающие агрегаты, где используются газотурбинные двигатели в качестве привода центробежных нагнетателей. Для запуска ГПА существует отдельная система. Традиционно применяются турбодетанде-ры, в процессе работы которых происходят значительные выбросы природного
482
