CC BY
50
ЭЛЕКТРОТЕХНИЧЕСКИЕ КОМПЛЕКСЫ И СИСТЕМЫ
УДК 621.311.1.018.3
МОДЕЛИРОВАНИЕ НЕСИНУСОИДАЛЬНЫХ РЕЖИМОВ РАБОТЫ
СИСТЕМ ЭЛЕКТРОСНАБЖЕНИЯ
В.Н. Костин, А.В. Кривенко, В. А. Сериков
В работе рассмотрены и сопоставлены параметры несинусоидальных режимов работы компьютерной и физической моделей трехфазной системы электроснабжения. Выявлены режимы недопустимой перегрузки конденсаторов токами высших гармоник. Установлено, что компенсация реактивной мощности в системах электроснабжения с нелинейной нагрузкой ухудшает качество напряжения. Установлено качественное совпадение результатов компьютерного и физического моделирования. Физическим моделированием подтверждены изменение амплитуд высших гармоник тока в резонансных и близких к ним режимах и изменение формы и длительности интервала коммутации тока вентилями.
Ключевые слова: высшие гармоники, несинусоидальный режим, моделирование, конденсаторная батарея, токовая перегрузка, качество напряжения.
В связи с массовым внедрением полупроводниковых преобразователей как в промышленности [5, 13, 14], так и у потребителей в городских коммунально-бытовых электрических сетях [11, 12] одной из главных задач повышения качества электроэнергии является снижение негативного влияния высших гармоник на работу оборудования систем электроснабжения (СЭС). Для решения этой задачи необходимо достоверно знать природу возникновения высших гармоник, их спектр, величины и закономерности растекания по элементам СЭС.
В настоящее время одним из самых мощных инструментов анализа и познания различных режимов работы СЭС является компьютерное моделирование, дающее возможность исследователю быстро и без существенных затрат рассмотреть свойства и поведение СЭС в любых ситуациях, тогда как выполнить исследование на реальном объекте в подавляющем большинстве случаев оказывается практически невозможным.
Компьютерному моделированию несинусоидальных режимов СЭС посвящено достаточно много работ, в большинстве которых анализируется процессы растекания гармонических токов в упрощенной однофазной модели СЭС, где каждая высшая гармоника представляется источником тока
394
бесконечной мощности, т. е. неизменной величиной [3, 7, 18]. В ряде других работ [4, 6, 9] рассматривается трехфазная модель, однако и здесь каждая гармоника моделируется тремя сдвинутыми по фазе источниками тока соответствующей частоты.
Известно, что основным требованием, предъявляемым к компьютерным моделям, является их адекватность реальным процессам, которые они моделируют. Однако реальные объекты СЭС настолько многогранны, что учет в компьютерной модели всех влияющих факторов просто невозможен и даже бессмыслен. Любая модель отражает лишь часть объективной реальности и поэтому является более простой, чем исследуемый объект. Для построения компьютерной модели объект исследования необходимо формализовать так, чтобы исключить из рассмотрения несущественные характеристики объекта, но при этом сохранить его главные свойства.
Авторам не известны работы, в которых бы рассматривались несинусоидальные режимы в трехфазной СЭС с вентильным преобразователем - непосредственным источником этих гармоник, а также неизвестны работы, где широкие исследования проводились бы в реальной СЭС или на ее физической модели.
Цель работы - исследование процессов формирования, изменения по величине и растекания высших гармоник тока в трехфазной системе и сопоставление результатов компьютерного и физического моделирования несинусоидальных режимов работы СЭС с нелинейной нагрузкой для оценки адекватности компьютерной модели реальным физическим процессам.
Исследование режимов СЭС по компьютерной модели выполнялось в программном комплексе промышленного стандарта ЫыШзШ, обладающем интерактивной схемотехнической средой для мгновенной визуализации и анализа режима электрических и электронных схем и интуитивно понятным интерфейсом. В качестве реального объекта рассматривалась лабораторная физическая трехфазная модель СЭС с нелинейной нагрузкой.
Нелинейная нагрузка СЭС моделировалась трехфазным мостовым выпрямителем, собранным на виртуальных диодах Ш ... В6 и работающим на некоторую нагрузку, представленную активным сопротивление (рис. 1, в). Для сглаживания пульсаций выпрямленного тока последовательно с сопротивлением включалась индуктивность Ьа. Батарея конденсаторов моделировалась тремя виртуальными емкостями Ск.
Наибольшую сложность при моделировании представляют элементы СЭС, имеющие взаимоиндукцию между фазами; это, в частности, трансформаторы и двигатели.
Естественно, что индуктивное сопротивление элемента СЭС будет зависеть от частоты, т. е. от номера гармоники п. Так, для индуктивного сопротивления трансформатора для п-й гармоники в [5] приводится следующее выражение:
X™ = пХ,
и [%] • и
тп
п
нн
100 5.
103
(1)
т ном
где ик, инн, 5т ном - паспортные данные трансформатора, соответственно, напряжение короткого замыкания (%), номинальные напряжение (кВ) и мощность (кВА).
0,4 кВ Т
0,23 кВ
БК
а
б
~ )и1 "" )и2 ^ )иэ
Ь1т
: Ь2т
: Ь3т
>Р1т
>Р2т
>Р3т
Р1
й3 й5
4«"
Ld
й4 й6 Р2
Rd
-ЛЛЛ^-
L1н
Я1н
L2н
R2н
L3н
^3н
С1к
С2к
С3к
в
Рис. 1. Система электроснабжения: а - схема СЭС физической модели; б - элементы СЭС и приборы измерения; в - компьютерная
модель СЭС
Видно, что для п-й гармоники индуктивное сопротивление трансформатора увеличивается в п раз по сравнению с сопротивлением на первой (основной) гармонике Хт.
В ряде других источников даются иные, возможно более точные, соотношения для индуктивного сопротивления трансформатора на п-й гармонике. В частности, в [5] приводятся выражения, в которых показано, что для п-й гармоники индуктивное сопротивление трансформатора увеличивается менее чем в п раз.
Высшие гармоники в зависимости от их номера могут иметь прямую, обратную и нулевую последовательности [2]. При наличии магнитной связи между фазами реактивное сопротивление определяется с
396
2
учетом взаимной индуктивности, которое зависит от того, какая последовательность токов протекает по фазам. Для элемента, магнитосвязанные цепи которого неподвижны друг относительно друга, сопротивления прямой Х1 и обратной Х2 последовательностей равны между собой. Следовательно, для трансформаторов, линий электропередачи и реакторов Х1 = Х2. Для асинхронных двигателей индуктивное сопротивление обратной последовательности равно сопротивлению двигателя в момент короткого замыкания Х2 = ХКЗ или в относительных единицах Х2 = 1/К, где К - кратность пускового тока двигателя.
Активные сопротивления элементов СЭС с увеличением частоты будут увеличиваться в силу проявления поверхностного эффекта и эффекта близости. Как показано в [1, 15, 16, 19], при увеличении частоты до 1000 Гц активное сопротивление проводников сечением 35 ... 400 мм2 увеличивается практически линейно в 1,3 ... 3 раза соответственно. Кроме того, потери на гистерезис, пропорциональные частоте, и потери на вихревые токи, пропорциональные квадрату частоты, также будут влиять на величину эквивалентного активного сопротивления трансформатора [16, 19].
Поскольку в рассматриваемой СЭС выпрямитель, как нелинейный элемент, будет генерировать весь спектр высших гармоник тока, учесть величины сопротивлений в зависимости от частоты каждой гармоники не представляется возможным. В связи с этим принято основное допущение: все активно-инуктивные элементы (трансформаторы, линии, нагрузки) учитывались индуктивностью и активным сопротивлением, рассчитанным для первой гармоники.
Таким образом, трансформатор моделировался как источник трехфазного напряжения и1, и2, и3 (рис. 1, в), приложенного за индуктивностью Ьт и активным сопротивлением:
АРки2 3
Ят = к нн 103, (2)
5 2
т ном
где ДРк - потери мощности (кВт) в режиме номинальной нагрузки трансформатора (потери короткого замыкания).
Поперечные параметры трансформатора не учитывались.
Линейная нагрузка 5н = Рн + jQи учитывалась как обобщенная и представлялась активным сопротивлением и индуктивностью,
включенными последовательно
2 2 Я = Цин еоБф /5 ; X = иш БШф / 5 ; Ьн = X / 2л/= X /314. (3)
н н н н
Физическая модель. Для сопоставления результатов компьютерного и физического моделирования была создана лабораторная физическая модель СЭС, соответствующая схеме (рис. 1, а, б). В качестве источника питания СЭС был задействован сухой трансформатор с параметрами: номинальная мощность 5т ном = 19 кВА, номинальное напряжение Цсм = 0,4/0,23 кВ, напряжение и потери короткого замыкания ик = 10 %, ДРк = 0,52 кВт.
В качестве нелинейной нагрузки использовался трехфазный мостовой выпрямитель VS-26MT60 с диодами, рассчитанными на повторяющееся обратное напряжение 600 В и средний ток 25 А. В качестве нагрузки моста применялись проволочные реостаты, обеспечивающие выпрямленный ток Id » 20 А. Сглаживание пульсаций выпрямленного тока обеспечивалось дросселем с индуктивностью Ld »100 мГн.
Линейной нагрузкой трансформатора служили проволочные реостаты и дроссели, а собранная конденсаторная батарея ступенчато регулировалась в диапазоне 10 ... 320 мкФ, что соответствует мощности батареи Qk* » 0 ... 0,2.
Передача электроэнергии от трансформатора до нагрузки осуществлялась по трехжильному медному проводнику длиной l » 30 м и сечением q » 4 мм2.
При исследовании режимов физической модели кроме обычных лабораторных приборов (амперметров и вольтметров) использовались цифровой запоминающий осциллограф Актаком АСК-6205 и измеритель качества напряжения Fluke 43B.
Для обобщенности и большей наглядности результатов моделирования все регулируемые мощности представлялись в относительных единицах по отношению к номинальной мощности трансформатора:
мощность нелинейной нагрузки P*d = Pd / S ном;
мощность линейной нагрузки S*H = SH / S ном;
мощность конденсаторной батареи Qk* = Qk / ST ном = =Пнн2 314Ск / S ном
Амплитуды токов высших гармоник In представлялись тоже в относительных единицах In* = In / I1, где I1 - амплитуда первой гармоники.
Исследования на физической модели проводились при P*d » 0,25 и
£*н » 0,2.
Известно, что для трехфазного мостового выпрямителя канонические гармоники составляют ряд n = 6k + 1, где k = 1, 2, 3, ... Результаты расчетов сопротивлений трансформатора с учетом кабельной связи между трансформатором и выпрямителем показали, что резонансных явлений на частотах 5, 7, 11, 13, 17 и 19-й гармониках следует ожидать при Qk* » 0,27; 0,13; 0,052; 0,037; 0,022 и 0,017 соответственно.
Результаты замеров показали, что суммарный коэффициент гармонических составляющих напряжения при отключенной нелинейной нагрузки Ки = 0,9 %, тогда как в соответствии с ГОСТ 32144-2013 значения этого коэффициента не должны превышать 8 %.
Следовательно, основным источником высших гармоник тока в рассматриваемой СЭС был трехфазный мостовой выпрямитель, а внешняя сеть практически не влияла на результаты физического моделирования.
Влияние выпрямителя на качество напряжения. В компьютерной модели коэффициент Ки автоматически определялся в программной среде Multisim после разложения в ряд Фурье периодической кривой фазного напряжения на выходе трансформатора. В физической модели, как
398
отмечено выше, коэффициент Ки измерялся прибором Fluke 43B. Результаты моделирования приведены на рис. 2. Пунктирной линией показано допустимое значение коэффициента Ки.
Просматривается качественное совпадение результатов измерений коэффициента Ки. Во всем диапазоне изменения QR* коэффициент Ки превышает допустимое значение. При увеличении мощности Qк* этот коэффициент имеет общую тенденцию к увеличению с локальными максимумами при резонансах и локальными минимумами в режимах между резо-нансами.
6 ' вк б ок'
О 0,03 0,06 0,09 0,12 0,15 0,18 0,21 0 0,03 0,06 0,09 0,12 0,15 0,18 0,21
а б
Рис. 2. Зависимости коэффициента Ки от мощности конденсаторной
батареи: а - физическая модель; б - компьютерная модель
Видно, что компьютерная модель дает более высокие значения коэффициента Ки и сильнее выраженные максимумы этого коэффициента при резонансах на 7-й и более высоких гармониках.
Гармоники выпрямителя. Трехфазный мостовой выпрямитель является генератором высших гармоник тока. Для инженерных расчетов, например, по однофазной модели амплитуда п-й канонической гармоники задается источником тока величиной 1п = 11 /п, где 11 - амплитуда первой гармоники [3, 5, 10]. В относительных единицах амплитуда источника тока в однофазной модели составляет 1п* = 1 /п.
Для оценки влияния резонансных явлений на величины высших гармоник в компьютерной и физической моделях были сняты зависимости амплитуд этих гармоник от величины мощности Qк*.
В компьютерной модели в межрезонансных режимах амплитуды высших гармоник тока близки к значениям 1п* = 1 /п. В частности, в таблице 1 приведены амплитуды высших гармоник при Qк* = 0,1 (режим между резонансами на 7-й и 11-й гармониках).
В режимах резонанса наблюдаются «провалы» величин гармонических токов. Причем при резонансе на одной из гармоник «проваливаются» все другие гармоники. В частности, в таблице приведены амплитуды высших гармоник при Qк* = 0,13 (резонанс на 7-й гармонике).
Высшие гармоники тока выпрямителя
п 5 7 11 13 17 19
1/п 0,2 0,14 0,091 0,077 0,059 0,053
Компьютерная модель
1п* при Qк = 0,1 0,2 0,135 0,085 0,07 0,05 0,045
Т * при Qк* = 0,13 0,15 0,085 0,015 0,01 0,02 0,02
Физическая модель
Тп* при Qк* = 0,1 0,19 0,12 0,065 0,06 0,03 0,03
Т * при Qк* = 0,05 0,18 0,11 0,045 0,04 0,01 0,005
В физической модели в межрезонансных режимах амплитуды высших гармоник меньше значений 1п* = 1 /п, причем чем выше номер гармоники, тем заметнее это отличие (см. таблицу). Физическая модель подтвердила наличие «провалов» гармоник тока в резонансных режимах. В частности, в таблице приведены амплитуды высших гармоник при Qк* = 0,05 (резонанс на 11-й гармонике).
Процесс коммутации тока. Уменьшение величин высших гармоник тока, генерируемых выпрямителем при резонансных режимах, связано, вероятно, с изменением формы фазного тока на входе выпрямителя при изменении мощности Qк* [8]. На рис. 3 приведены осциллограммы начальной стадии положительной полуволны фазного тока, снятые на физической модели при отсутствии а также при значениях этой мощности, отвечающих межрезонансному и резонансному режимам.
а б в
Рис. 3. Осциллограммы фазного тока на входе выпрямителя в физической модели: а - £ к = 0; у» 780 мкс; б - £ к = 0,11 (между резонансами на 7 и 11-й гармониках); у»480мкс; в - О*к = 0,04 (резонанс на 13-й гармонике); у» 840 мкс
На рис. 4 приведены такие же осциллограммы, но снятые на компьютерной модели.
По осциллограммам рис. 3 и 4 видно, что интервал у коммутации тока вентилями выпрямителя меняется в достаточно широких пределах, тем самым количественно изменяя гармонический состав фазного тока. Так, на физической модели интервал коммутации тока изменялся от 400 до 900 мкс, на компьютерной - до 1400 мкс.
400
а б в
Рис. 4. Осциллограммы фазного тока на входе выпрямителя в компьютерной модели: а - О к = 0; у» 790 мкс; б - О к = 0,11;
у»440мкс; в - О*к = 0,04; у»960мкс (резонанс при п = 13)
Токи конденсаторной батареи. В СЭС наиболее чувствительными к токовым перегрузкам являются конденсаторные батареи [17]. Поэтому в работе особое внимание уделялось суммарному току и его гармоническому составу, протекающему через батарею конденсаторов в различных режимах работы СЭС.
В результате компьютерного и физического моделирования установлено, что в режимах работы на нелинейную нагрузку и близких к резонансному, суммарный ток, протекающий через конденсаторы, может достигать двукратного по отношению к номинальному току (коэффициент перегрузки Кпер » 2), а амплитуды токов высших гармоник могут быть соизмеримы с амплитудой тока основной гармоники.
На рис. 5 приведены зависимости относительных величин высших гармоник тока, протекающих через конденсаторную батарею, от мощности этой батареи Qк*. Для компьютерной и физической моделей эти зависимости качественно повторяют друг друга. Для каждой определенной выше резонансной мощности Qк* » 0,13; 0,052; 0,037; 0,022 и 0,017 амплитуды 7-й и более высоких гармоник достигают максимума. В количественном отношении физическая модель дает меньшие значения высших гармоник тока, чем компьютерная.
На рис. 6 приведены зависимости коэффициента токовой перегрузки Кпер конденсаторной батареи от мощности Qк*. Горизонтальная пунктирная линия отвечает допустимой токовой перегрузке конденсаторов Кпер = 1,3. Очевидны недопустимые токовые перегрузки конденсаторов в зоне малых мощностей Qк*. После мощности Qк* > 0,08 для обеих моделей перегрузки конденсаторов отличаются незначительно и находятся в области предельно допустимой перегрузки.
В процессе проведения исследований было установлено, что в той и другой моделях линейная нагрузка практически не влияла на результаты моделирования. И наоборот, активные и реактивные сопротивления кабельных связей между трансформатором, выпрямителем и конденсаторной батареей оказывали заметное влияние на исследуемые процессы в рассматриваемой СЭС.
• п = 5 • п = 7
— и = 1
V 11/| _ — п-1 - п = 1
:>1 1 У * ч ч п = 1
1/к 1 1 \ Л ^----г"
О 0,03 0,06 0,09 0,12 0,15 0,18 0,21 0 0,03 0,06 0,09 0,12 0,15 0,18 0,21
а б
Рис. 5. Зависимости амплитуд гармоник тока БК (а) и коэффициента гармонических составляющих напряжения сети (Ь) от мощности БК
1,7 - Г Лпер
1,6 1 <
1,4 1,3 1,2
1,1 1
ск
О 0,03 0,06 0,09 0,12 0,15 0,18 0,21
а б
Рис. 6. Зависимость коэффициента перегрузки Кпер от мощности БК: а - физическая модель; б - компьютерная модель
Заключение. Рассмотрены несинусоидальные режимы работы трехфазной компьютерной модели системы электроснабжения с нелинейной нагрузкой - трехфазным мостовым выпрямителем, линейной нагрузкой и конденсаторной батареей. Для подтверждения адекватности компьютерной модели реальным физическим процессам были рассмотрены аналогичные несинусоидальные режимы на физической лабораторной модели.
Установлено качественное совпадение результатов компьютерного и физического моделирования. Физическим моделированием подтверждены «провалы» высших гармоник тока в резонансных и близких к ним режимах и изменение длительности интервала коммутации тока вентилями выпрямителя, обеспечивающее изменение формы фазного тока на входе выпрямителя.
Как для компьютерной, так и для физической моделей во всем диапазоне регулирования мощности конденсаторной батареи качество напряжения в системе электроснабжения не соответствовало требованиям ГОСТ, а конденсаторные батареи оказывались перегруженными высшими гармониками тока.
По основным показателям:
- суммарный коэффициент гармонических составляющих напряжения Ки;
- коэффициент токовой перегрузки конденсаторной батареи Кпер;
- токи и напряжения высших гармоник выпрямителя и конденсаторной батареи, компьютерная модель дает несколько завышенные количественные результаты по сравнению с физической моделью. Такое отличие результатов моделирования обусловлено, очевидно, основным принятым допущением - представлением в компьютерной модели параметров оборудования СЭС, рассчитанных по первой гармонике.
Список литературы
1. Алферов А.А., Засименко А.В., Алферова Т.В., Рудченко Ю.А. Анализ существующих инженерных математических моделей учета поверхностного эффекта в токопроводящих жилах силовых кабелей // Вестник ГГТУ имени П.О. Сухого: научно-практический журнал, 2015. № 2. С. 62-69.
2. Бессонов Л. А. Теоретические основы электротехники. Электрические цепи: учеб. 11-е изд., перераб. и доп. М.: Гардарики, 2006. 701 с.
3. Добуш В.С. Особенности возникновения высших гармоник в электрических сетях // Современная техника и технологии, 2015. № 5. [Электронный ресурс] URL: http://technology.snauka.ru/2015/05/6851 (дата обращения: 24.08.2018).
4. Добуш В.С. Анализ способов и средств компенсации высших гармоник // Современные научные исследования и инновации, 2015. № 5. Ч. 2 [Электронный ресурс]. URL: http://web.snauka.ru/issues/2015/05/53518 (дата обращения: 23.09.2018).
5. Жежеленко И.В. Высшие гармоники в системах электроснабжения промпредприятий. М.: Энергоатомиздат, 2000. 331 с.
6. Коваленко Д.В., Киселев Б.Ю., Плотников Д.И., Шакенов Е.Е., Кулинич И.О. Методика расчета пассивных фильтров, предназначенных для компенсации высших гармоник в системах электроснабжения промышленных предприятий // Международный научно-исследовательский журнал, 2017. № 01 (55). Ч. 4. С. 82-86.
7. Коваленко Д.В. Файер Л.А., Киселев Б.Ю., Шепелев О.А., Смирнов П.С., Суровцев В.И. Моделирование резонанса токов на высших гармониках при нестационарном режиме работы системы электроснабжения // Омский научный вестник, 2018. №2. С. 64-69.
8. Костин В.Н., Сериков В. А. Компьютерное моделирование режимов работы систем электроснабжения с нелинейной нагрузкой // Научно-технические ведомости СПбПУ, 2019. Т. 25. №1. С. 19-29.
9. Сбитнев Е.А., Осокин В. Л. Моделирование параметров электрической сети сельскохозяйственного предприятия в среде MATLAB // Вестник Алтайского государственного аграрного университета, 2017. №8 (154). С. 171-177.
10. Скамьин А.Н., Шклярский А.Я. Компенсация реактивной мощности с учетом генерирования высших гармоник сторонними потребителями // Труды МНТК Инновации и перспективы развития горного машиностроения и электромеханики. СПб.: Горный университет, 2017. С. 211215.
11. Темербаев С.А., Боярская Н.П., Довгун В.П., Колмакова В.О. Анализ качества электроэнергии в городских распределительных сетях 0,4 кВ. Journal of Siberian Federal University. Engineering & Technologies. 2013. № 6. C. 107-120.
12. Тульский В.Н., Карташев И.И, Симуткин М.Г., Насыров Р.Р. Влияние высших гармоник тока на режимы работы кабелей распределительной сети 380 В // Промышленная энергетика, 2013. №5. С. 42-47.
13. Шклярский Я.Э., Скамьин А.Н. Проблемы высших гармоник в сетях промышленных предприятий // Електротехшка i електромехашка. 2013. № 1. С. 69-71.
14. Шклярский Я.Э., Скамьин А.Н. Вопросы компенсации реактивной мощности при наличии высших гармоник на коксохимическом производстве // Кокс и химия, 2016. № 4. С. 44-49.
15. Ampacity of low-voltage power cables under nonsinusoidal currents / C. Demoulias [et al.] // IEEE Transactions on Power Delivery, 2004. Vol. 22/ Issue 1. P. 584-594. DOI: 10.1109/tpwrd.2006.881445.
16. Nan Xi, Sullivan C.R. An improved calculation of proximity-effect loss in high-frequency windings of round conductors // Found in IEEE Power Electronics Specialists Conference, 2003. P. 853-860.
17. Skamyin A.N., Belsky A.A. Reactive power compensation considering high harmonics generation from internal and external nonlinear load / IOP Conference Series: Earth and Environmental Science, 2017. № 87. V 3. P. 032043.
18. Skamyin A.N., Dobush V.S. Analysis of nonlinear load influence on operation of compensating devices // IOP Conference Series: Earth and Environmental Science, 2018. № 194. V 5. P. 052023.
19. Tofoli F.L., Sanhueza S.M.R., A. de Oliveira. On the study of losses in cables and transformers in nonsinusoidal conditions // IEEE Transactions on Power Delivery, 2006. Vol. 21. Issue 2. P. 971-978. DOI: 10.1109/ tpwrd. 2006. 870986.
Костин Владимир Николаевич, канд. техн. наук, доцент, kostin vn a mail. ru, Россия, Санкт-Петербург, Санкт-Петербургский горный университет,
Кривенко Александр Владимирович, канд. техн. наук, доцент, krivenko [email protected], Россия, Санкт-Петербург, Санкт-Петербургский горный университет,
Сериков Владимир Александрович, магистр, serikov. va@bk. ru, Россия, Санкт-Петербург, Санкт-Петербургский горный университет
404
SIMULA TION OF NONUSINUSOIDAL OPERA TING MODES POWER
SUPPLY SYSTEMS
V.N. Kostin, A. V. Krivenko, V.A. Serikov
The paper reviewed and compared the parameters of non-sinusoidal modes of operation of computer and physical models of a three-phase power supply system. The modes of unacceptable overload of capacitors by high harmonic currents are revealed. It has been established that reactive power compensation in power supply systems with non-linear load impairs the voltage quality. A qualitative comparision has been done between the results of the computer simulation and the real physical model. The physical model confirmed the simulation results regarding the change in the amplitudes of the higher harmonics of the current in the resonant, and close to them modes, and the change in the shape and duration of the current switching interval by the diodes of the non-linear load.
Key words: higher harmonics, non-sinusoidal mode, computer and physical modeling, capacitor battery, capacitor overload, voltage quality.
Kostin Vladimir Nikolaevich, candidate of technical sciences, docent, kostin vnamail. ru, Russia, Saint-Petersburg, Saint-Petersburg Mining University,
Krivenko Aleksandr Vladimirovich, candidate of technical sciences, docent, krivenko avapers. spmi. ru, Russia, Saint-Petersburg, Saint-Petersburg Mining University,
Serikov Vladimir Aleksandrovich, master s degree, serikov. vaabk.ru, Russia, Saint-Petersburg, Saint-Petersburg Mining University
