CC BY
24
УДК 621.311 DOI 10.46689/2218-5194-2022-1-1-272-293
ОПТИМИЗАЦИЯ РЕЖИМОВ РАБОТЫ СИНХРОННЫХ ДВИГАТЕЛЕЙ ДЛЯ ПОВЫШЕНИЯ ПРОПУСКНОЙ СПОСОБНОСТИ СЕТЕЙ ЭЛЕКТРОСНАБЖЕНИЯ ПРОМЫШЛЕННЫХ ПРЕДПРИЯТИЙ
Р.В. Клюев, И.И. Босиков, О.А. Гаврина, М.Т. Текиев
Исследована проблема повышения пропускной способности сетей электроснабжения промышленных предприятий. Повышение пропускной способности является актуальной задачей ввиду планируемого технического перевооружения и введения нового оборудования в связи с развитием предприятий. Представлен анализ режимов работы ряда трансформаторных подстанций, осуществляющих непосредственное питание электротехнического оборудования промышленных установок, а также линий питания данных подстанций. Повышение пропускной способности электрической сети предлагается осуществить за счет компенсации реактивной мощности потребляемой электротехническим оборудованием подстанций для чего предлагается использовать синхронные электродвигатели, применяемые на производственных объектах в качестве привода насосных и компрессорных агрегатов. В работе представлен анализ располагаемой реактивной мощности используемых синхронных электродвигателей. Проведен анализ потерь активной мощности возникающих в синхронных электродвигателях при генерации реактивной мощности. Показано, что повышение пропускной способности линий питания может быть достигнуто за счет выбора оптимального режима работы синхронных электродвигателей. Показано, что при выборе параметров оптимального режима работы синхронного электродвигателя, обеспечивающего повышение пропускной способности линии питания подстанции, необходимо руководствоваться критерием минимума потерь активной мощности. Разработана математическая модель установившегося режима работы подстанции и линии питания с учетом потерь активной мощности в синхронном электродвигателе. С помощью разработанной модели определено оптимальное значение реактивной мощности, которое должен генерировать синхронный двигатель этой подстанции для повышения пропускной способности линии питания при минимуме потерь активной мощности на примере одной подстанции. Представлен расчет тока возбуждения синхронного двигателя, при котором достигается требуемое значение генерируемой реактивной мощности, что необходимо для выбора уставки системы автоматического регулирования возбуждения. Экономическим эффектом от оптимизации режима работы синхронных электродвигателей является уменьшение расходов на оплату электроэнергии, обусловленное уменьшением потерь активной мощности в линии.
Ключевые слова: синхронный двигатель, пропускная способность, система электроснабжения, подстанция, реактивная мощность, модель, предприятие.
Введение
Электрическая энергия является основным ресурсом, потребляемым любым без исключения промышленным предприятием. Рациональное потребление электрической энергии во многом определяет эффективность технологического процесса, в ходе которого происходит преобразование электроэнергии в другие виды: механическую, тепловую, световую энергию и др.
Активная составляющая электроэнергии непосредственно затрачивается на совершение полезной работы и преобразуется в другие виды энергии. Генерация активной энергии требует затрат первичного энергоносителя на элек-трогенерирующих станциях, что в первую очередь определяет экономическую стоимость электроэнергии. Генерация реактивной энергии не требует затрат энергоносителей, однако в ряде стран Европы действуют дополнительные тарифы на реактивную электроэнергию. В России на данный момент практика взимания платы за реактивную энергию не имеет широкого распространения и применяется в нескольких регионах, однако существует объективная тенденция к её повсеместному внедрению.
Введение дополнительного тарифа на реактивную энергию связано с необходимостью стимулирования потребителей, в условиях рыночной экономики, к снижению объема потребления реактивной энергии. При этом потребитель сам заинтересован в снижении потребления реактивной энергии, что обусловлено рядом негативных факторов, связанных с передачей реактивной электроэнергии по линиям электроснабжения. К таким факторам относятся: дополнительные потери активной мощности, вызванные протеканием реактивного тока в линии; снижение напряжения в точке подключения потребителя; увеличение суммарного тока в линии за счет дополнительной реактивной составляющей тока. Последнее с учетом ограниченного значения максимального тока линии, определяемого сечением проводников, приводит к уменьшению возможности загрузки линии активным током, т.е. приводит к уменьшению пропускной способности линии.
Ограничение пропускной способности линий электропередачи представляет собой серьезную проблему в условиях развивающегося предприятия, так как существующие сети не способны обеспечить вводимую новую нагрузку электроэнергией [1, 2].
Одним из способов повышения пропускной способности сетей является компенсация реактивной энергии за счет технических средств потребителя электроэнергии. Под техническими средствами потребителя понимается установка дополнительного оборудования (компенсаторы реактивной мощности) для генерации реактивной энергии, потребляемой нагрузкой потребителя или оптимизация режима работы электротехнического оборудования [35]. Последний способ представляется наименее затратным, так как не требует установки дополнительного оборудования в связи, с чем должен рассматриваться в первую очередь.
Соотношение потребляемой реактивной и активной энергий в первую очередь определяется типом используемого электротехнического оборудования и режимом его работы. Основной нагрузкой в современной промышленности являются электродвигатели переменного тока, доля которых в общем объеме потребления электроэнергии достигает 60%. Наличие в составе парка мощных синхронных электродвигателей среднего класса напряжения позволяет использовать их в качестве компенсаторов реактивной энергии для по-
вышения пропускной способности сетей электроснабжения. Оптимизация режима работы синхронных электродвигателей ввиду перспектив развития предприятия, связанных с введением нового оборудования и относительно устаревшими сетями представляется актуальной задачей [6, 7]. Целью работы является анализ режима работы электротехнического оборудования промышленных предприятий и его воздействия на сеть электроснабжения для определения оптимального режима работы синхронных двигателей, обеспечивающего повышение пропускной способности и минимизацию потерь в сети.
Показатели потребления электрической энергии
Для электроснабжения крупных промышленных предприятий используются трёхфазные электрические сети. В случае симметричной нагрузки для упрощения анализа используют однолинейные схемы (рис. 1).
Рис. 1. Схема замещения участка линии электроснабжения подстанции предприятия
На рис. 1 приняты следующие обозначения: Е - действующее значение фазного ЭДС источника бесконечной мощности, В; Ял - активное сопротивление фазы кабельной линии электропередач, Ом; Хл - индуктивное сопротивление фазы кабельной линии электропередач, Ом; Рн - активная мощность, потребляемая обобщенной нагрузкой на вводе подстанции, Вт; QH - реактивная мощность, потребляемая нагрузкой на вводе подстанции, ВАр.
В установившемся режиме работы нагрузки справедлив треугольник мощностей (рис. 2), визуально иллюстрирующий соотношение потребляемой нагрузкой активной и реактивной энергии.
Для упрощения анализа режима работы нагрузки используют коэффициенты активной мощности Kp и коэффициент реактивной мощности Kq, которые выражаются из треугольника мощностей (рис. 2).
Коэффициент активной мощности
P
Kp = cos ф = --Н , (1)
^ Н
где Sh - полная мощность, ВА; ф - угол сдвига фаз.
Рис. 2. Треугольник мощностей
Коэффициент реактивной мощности
К, = tgф =
ам
Р
(2)
м
Коэффициенты Кр и Кч используются для определения эффективности работы электротехнического оборудования и электрических сетей. Максимальная эффективность преобразования электрической энергии достигается при значении Кр=1 (Кд=0), что соответствует потреблению чисто активной электроэнергии. На практике в сетях переменного тока достижение такого значения показателя невозможно, высокими значениями считаются Кр>0,95.
Оценка влияния нагрузки на процесс передачи электроэнергии при известных параметрах линии проводится по следующим показателям: - потери активной мощности в кабельных линиях
АРл =
Рн2 ■ Ял -11 + К
•(1 + к,2)
и2
(3)
где и - действующее значение фазного напряжения, подводимого к нагрузке, В;
- падение напряжения в линии
Аил =
Рн ■ Ял-(1 + 8л ■ К, )
и
(4)
Хл
где 8 л =--коэффициент сопротивления линии;
Ял
- сила тока в линии
1л =
Рн2 -(1 + К,2).
л/э ■ и
2
доля потерь, связанных с передачей реактивной энергии,
у л
1
с1Ра = 100 ■
ч
1 -
V
1 + К
2
ч У
(5)
(6)
вклад реактивной энергии в падение напряжения линии
1 л
dur. =100■ ч
1 -
1 + 8 „ ■ К _
л ч У
доля реактивного тока в линии
г
сИ„ = 100•
ч
1 -
д/1 + кч 2
(8)
При Кд=0 значения показателей (6) - (8) также равны нулю, при этом значения величин (3) - (5) минимальны. При значении = 0 пропускная способность линии максимальна. Таким образом, для повышения пропускной способности линии электропередач необходимо минимизировать реактивную мощность, потребляемую нагрузкой.
Анализ режима работы линий электропередач предприятия В связи с целью работы, заключающейся в использовании синхронных двигателей в качестве компенсаторов реактивной мощности для повышения пропускной способности линий электропередач, в качестве объектов исследования были выбраны подстанции, нагрузка которых включает синхронные электродвигатели. Такими подстанциями являются РТП - 1 - 4. Синхронные двигатели, получающие питание от указанных подстанций, применяются для привода поршневых компрессоров (ПК) и центробежных насосов. Особенностью привода поршневых компрессоров является резко переменный характер механической нагрузки, что отражается на характере изменения параметров режима работы синхронного двигателя, таких как ток статора, активная и реактивная мощность. Для упрощения проведения анализа будем считать нагрузку электродвигателей неизменной во времени.
Для проведения анализа режима работы электрических сетей предприятия по выражениям (1) - (8) были использованы данные из системы диспетчеризации БСЛОЛ, позволившие определить значения активной и реактивной мощности потребляемой каждой подстанцией. Параметры кабельной линии для каждого ввода подстанции были определены с использованием справочной информации. Результаты анализа сведены в табл. 1.
Сети рассматриваемого предприятия, по которым осуществляется передача электроэнергии до распределительных подстанций, относятся к сетям среднего класса напряжения, т.к. действующее значение фазного напряжения составляет 6кВ. Таким образом, максимально допустимое значение коэффициента реактивной мощности составляет 0,4.
Анализ представленных в табл. 1 результатов расчета показывает, что в настоящий момент потребление реактивной энергии подстанциями удовлетворяет нормам, и даже в случае введения дополнительного тарифа на потребляемую реактивную энергию не приведет к увеличению затрат, связанных с оплатой электроэнергии.
1
Таблица 1
Результаты расчета режима работы кабельных линий
№ РТП № ввода Рн, кВт е* кВар К АРл, кВт 1л, А Аил, В % diq , % dUq , %
1 1 1461 290 0.198 11,67 138,7 48,92 3,8 1,9 6,8
2 786 131 0,167 3,19 78 26 2,7 1,3 5,8
2 1 1900 -605 -0,318 20 185,7 52,3 9,2 4,7 13,3
2 1715 170 0,099 14,95 160,5 55,4 0,97 0,48 3,5
3 1 1300 200 0,154 11,2 122,5 54,8 2,3 1,16 4,6
2 1000 200 0,2 6,7 94,9 42,7 3,8 1,94 5,9
4 1 3600 -270 -0,075 64 336 114,5 0,599 0,28 4
2 1050 320 0,305 5,9 102 37,5 8,5 4,3 14,7
Наиболее загруженными реактивным током являются кабельные линии, питающие Ввод №1 РТП-2 и Ввод №2 РТП-4. Доля реактивного тока в этих линиях составляет 4,7 % и 4,3 % соответственно. Для всех остальных линий доля реактивного тока не превышает 2 %. Наибольшие потери активной мощности от передачи реактивной энергии также наблюдаются в линиях Ввода №1 РТП-2 и Ввода №2 РТП-4 и составляют 9,2 % и 8,5 % соответственно. Необходимо отметить особенность режима работы линий Ввода №1 РТП-2 и Ввода №1 РТП-4, которая заключается в отрицательном значении реактивной мощности, что означает режим перекомпенсации электроэнергии. Данное обстоятельство связано с тем, что суммарная генерируемая реактивная мощность синхронными двигателями, которые находятся в работе на этих подстанциях, превышает потребляемую прочей нагрузкой реактивную мощность. В результате избыточная реактивная мощность отдается в сеть 6кВ, загружая линии, питающие эти подстанции [8-10]. Для повышения пропускной способности линий электропередач необходимо уменьшить потребляемую нагрузкой подстанций реактивную мощность, а в случае с РТП-2 и РТП-4 вводы №1 необходимо уменьшить реактивную мощность, отдаваемую в электрическую сеть [11, 12]. Для управления синхронными двигателями на предприятии применяются тиристорные возбудители, программное обеспечение, которых позволяет реализовать требуемые условия для осуществления генерации реактивной мощности, что делает возможным использование применяемых синхронных двигателей для решения задачи компенсации реактивной мощности.
Располагаемая реактивная мощность синхронных двигателей
Чтобы использовать синхронный двигатель для генерации реактивной мощности в сеть необходимо определить значение реактивной мощности, которое двигатель способен генерировать [13-15]. Значение располагаемой двигателем реактивной мощности ограничено температурным
режимом обмоток статора и ротора, что отображено на PQ - диаграмме синхронного двигателя, которая представлена на рис.3.
Квадранты I и II ортогональной системы координат на рис. 3 соответствуют двигательному режиму работы синхронной машины. При этом квадрант I - соответствует работе машины в режиме перевозбуждения, поэтому значения Q отрицательны для этого квадранта.
П ^ Р,Вт I
Рис. 3. РЦ-диаграмма синхронного явнополюсного двигателя: А - область допустимой работы синхронного двигателя, 1 - ограничение по температурному режиму статорных обмоток; 2 - ограничение температурного режима обмоток ротора; 3 - граница минимального возбуждения; 4 - ограничение устойчивости; Б - рабочая точка номинального режима работы; Б1, Б2 - рабочие точки возможного режима работы с нагрузкой Р1
На рис. 3 область А, ограниченная кривыми 1, 2, 3 и 4 представляет собой зону, внутри которой любая точка будет определять координаты конца вектора полной мощности, удовлетворяющего всем ограничениям. В Ьм квадранте такими ограничениями являются ограничения по температурному режиму обмоток статора и ротора (кривые 1 и 2).
Точка Б на рис. 3 соответствует номинальному режиму работы двигателя в зоне перевозбуждения. При номинальном режиме работы располагаемая реактивная мощность может изменяться только в сторону уменьшения от номинальной, так как действуют ограничения по температурному режиму как статора, так и ротора. При снижении активной мощности возможность по отдаче реактивной мощности возрастает, в таком случае располагаемая реактивная мощность ограничивается только температурным режимом обмоток ротора.
+<3, ВАР
<21
-д,ВАР
При известных параметрах границ 1 и 2, а также заданной активной мощности двигателя, по PQ диаграмме определяется значение максимально возможной реактивной мощности в зоне перевозбуждения.
С учетом технических данных и параметров текущего режима работы двигателей были определены значения максимальной доступной реактивной мощности Од1*, которую способны генерировать двигатели в сеть [16, 17]. Значение располагаемой реактивной мощности Qрасп определяется как разность между максимально доступной мощностью и мощностью, генерируемой синхронным двигателем в текущем режиме ОТдек Результаты представлены в табл. 2.
Таблица 2
Располагаемая реактивная мощность синхронных двигателей
№ РТП № Ввода Обозначение двигателя -рном Рсд кВт -ртек Рсд кВт атг, кВар Рсд опт, кВар Орасп, кВар
1 1 СД-4 830 300 120 0,357 600 480
1 СД-5 830 300 120 0,357 600 480
2 СД-1 830 157 225 0,187 600 375
2 1 ПК-1 1000 730 210 0,73 675 465
1 ПК-3 2000 960 740 0,48 1350 610
2 ПК-4 2000 633 500 0,317 1350 850
3 1 СД-1 400 327 10 0,82 225 215
2 СД-4 400 327 10 0,82 225 215
4 1 ПК 101/1 4000 2900 450 0,725 2667 2217
2 ПК 101/2 (В резерве) 4000 2900 450 0,725 2667 2217
Сравнение располагаемой мощности синхронных двигателей Орасп,
представленных в табл. 2, с данными Qн из табл. 1 позволяет сделать вывод, что применяемые синхронные двигатели имеют достаточный запас реактивной мощности для обеспечения полной компенсации в линиях питания подстанций, на которых они установлены.
Экономическая эффективность использования синхронных двигателей для компенсации реактивной мощности
Важным моментом при рассмотрении синхронного двигателя в качестве средства компенсации реактивной мощности необходимо учитывать такой параметр, как потери активной мощности синхронного двигателя при генерации реактивной мощности АРсд.
Потери синхронного двигателя на генерацию реактивной мощности определяются по формуле
йсд
а н
АРсд + Б2
сд 1 ^лИОМ 2
У Л2
Од
\ИОМ
хй Л сд У
(9)
сд
где АРсд - потери в синхронном двигателе на генерацию реактивной мощности, Вт; Э} и Э - справочные коэффициенты, Вт; йсд - генерируемая синхронным двигателем реактивная мощность, ВАр; й^ - генерируемая
синхронным двигателем реактивная мощность, ВАр.
Используя значения В\ и Э2, рассчитаем дополнительные затраты активной мощности синхронных двигателей на компенсацию реактивной мощности нагрузки QИ, значения которой указаны в табл. 1.
Потери активной мощности в синхронном двигателе при генерации реактивной мощности необходимо сравнить с потерями активной мощности в линиях электроснабжения, вызванных передачей некомпенсированной реактивной мощности. Для этого определим мощность активных потерь в линиях без компенсации. Используя данные таблицы 1, рассчитаем абсолютное значение потерь в линии по формуле
яр* 100
Результаты расчета по формулам (9), (10) сведем в табл. 3.
Р =ЛРл ~. (10)
Таблица 3
Результаты расчета потерь мощности в синхронных двигателях на компенсацию реактивной мощности в линии
№ № Обозначение АРф, АРсд, АРсд
РТП Ввода двигателя кВт кВт АР*Л
1 СД-4 0,443 5,85 26,4
1 1 СД-5 5,85
2 СД-1 0,085 4.2 49,4
1 ПК-1 1,84 18,57 10
2 1 ПК-3
2 ПК-4 0,14 4,2 30
3 1 СД-1 0,25 6,3 25,2
2 СД-4 0,25 6,3 25,2
4 1 ПК 101/1 0,383 2,8 7,3
2 ПК 101/2 0,5 1,9 3,8
Последний столбец в табл. 3 показывает отношение потребляемой синхронными двигателями активной мощности на компенсацию текущего
значения потребляемой нагрузкой реактивной мощности к значению потерь активной мощности вызванной передачей некомпенсированной реактивной мощности по линиям электроснабжения. Как видно из результатов расчета, представленных в табл. 3 для компенсации реактивной мощности потребляемой из сети нагрузкой при помощи синхронных двигателей необходимо затратить активной энергии в несколько раз больше, чем мощность потерь в линии питания, которая вызвана передачей реактивной мощности по линии. Исключение составляют значения в ячейках, принадлежащих Вводу №1 РТП-2 и Вводу №2 РТП-4, для этих подстанций значения АРсд рассчитаны для текущего режима работы, т.к. синхронные двигатели в текущем режиме обеспечивают перекомпенсацию реактивной мощности [18-20].
Таким образом, на основании проведенного анализа следует, что при существующих линиях электропередач, мощности нагрузки и применяемых синхронных электродвигателях применение последних в качестве средств компенсации реактивной мощности не имеет экономического обоснования ввиду того, что активная мощность, затрачиваемая синхронными двигателями, превосходит мощность потерь в линии, вызываемую передачей реактивной энергией нагрузки. При этом перекомпенсация реактивной энергии на подстанциях РТП-2 и РТП-4 является не рациональным режимом работы, т.к. генерируемая в сеть реактивная мощность снижает пропускную способность линии и вызывает дополнительные потери мощности. Для этих подстанций необходимо рассмотреть возможность снижения генерируемой синхронными двигателями реактивной мощности.
Математическая модель установившегося режима работы линии электроснабжения с учетом потерь в синхронном электродвигателе
Для выбора оптимального режима работы синхронного электродвигателя с целью повышения пропускной способности линии питания подстанции при условии минимума потерь активной мощности необходимо получить математическую модель, описывающую режим работы линии питания и нагрузки с учетом потерь мощности в синхронном двигателе.
Требуемая математическая модель должна учитывать изменение активной и реактивной мощности потребляемой нагрузкой подстанцией, потери активной мощности в линии питания и загрузку линии питания реактивным током в функции от генерируемой синхронным электродвигателем реактивной мощности.
Для этого необходимо преобразовать выражения (2), (3) и (8) с учетом выражения (9).
Сначала введем начальные условия, которым будет соответствовать работа синхронного двигателя в режиме без генерации реактивной мощности (собственный со^ф = 0). Активная мощность, потребляемая нагрузкой без потерь в синхронном двигателе на генерацию реактивной мощности в текущем режиме работы, определяется как
Рбезсд = Рн -АРТ, (11)
где: АРТдек - потери в синхронном двигатели на генерирование реактивной мощности в текущем режиме работы, кВт.
Зависимость мощности, потребляемой нагрузкой, от реактивной мощности, генерируемой синхронным двигателем с учетом выражения (9) примет вид
у л2
бсд
Рн (бсд) = РбеЗСд + °2
е
г-лНОМ
V е сд У
(12)
сд
Зависимость коэффициента реактивной мощности от (есд)
Ка (есд) = е<д . (13)
а(есд) Рн (есд) ( )
Зависимость потерь в линии от есд
Рн есд)2 • Ял -(1 + Кан есд)2)
АРл(есд) = н^сд-1-ан^сд' \ (14)
и
Зависимость загрузки линии реактивным током
г
(есд)=100 * 1
1 -
ф + Кан (есд)2
(15)
Выражения (12) - (15) представляют собой математическую модель, которая описывает множество установившихся режимов работы линии питания и нагрузки при различных значениях величины реактивной мощности генерируемой синхронным электродвигателем.
Определить значение генерируемой реактивной мощности синхронным двигателем, при которой достигается минимизация потерь активной мощности, можно двумя способами:
- найти значение реактивной мощности при равенстве нулю частной производной выражения (14) по величине есд;
- найти значение есд , удовлетворяющее заданными требованиям используя графоаналитический метод.
Реализация последнего способа осуществляется в любой среде математического моделирования.
Определение оптимального режима работы синхронных электродвигателей подстанции РТП-2 Ввод №1 и РТП-4 Ввод №1
Определим оптимальный режим работы синхронных двигателей подстанции ПК-1 и ПК-3 для подстанции РТП-2. Для этого необходимо построить графики зависимостей (12) - (15) в диапазоне изменения суммарной реактивной мощности этих двигателей
0...ебезсд. Построение производится в среде математического моделирования МаШсаё.
На рис. 4 представлены кривые зависимостей, характеризующие режим работы линии питания подстанции.
Рис. 4. Параметры режима работы линии питания Ввода №1РТП-2: 1 - мощность потерь в линии; 2 - доля реактивного тока в составе полного тока; 3 - коэффициент реактивной мощности Ввода № 2; 4 - активная мощность, потребляемая на Вводе №2
Точка А соответствует текущему режиму работы. Особенностью работы рассматриваемой линии является её работа в режиме перекомпенсации, что видно по значения коэффициента реактивной мощности (кривая 3), который имеет отрицательное значение, при этом точка А лежит на кривой реактивного тока (2) справа от экстремума этой кривой. В данном случае задача повышения пропускной способности может быть достигнута за счет снижения генерируемой реактивной мощности синхронными двигателями на подстанции. Наиболее оптимальным режимом работы рассматриваемой линии будет такой режим генерации реактивной мощности при котором рабочая точка займет положение Б, так как именно в этом режиме будет достигаться минимиум кривой потерь мощности (кривая 1) в линии. Как видно из рис.4 снижение генерации реактивной мощности синхронными двигателями приведет к снижению потребления активной мощности на величину АРн, что составляет 2,9 %. Повышение пропускной сопособности линии при этом составит 4,56 %. Коэффициент реактивной мощности для режима Б составляет 0,05. Значение реактивной мощности соответствующее точке Б на кривой потребляемой на вводе №1 мощности, является оптимальным
значением генерируемой синхронными двигателями реактивной мощности и может быть использовано в качестве задания при настройке системы управления тиристорных возбудителей.
Аналогичное построение можно провести для линии Ввода №1 подстанции РТП-2.
Таким образом, повышение пропускной способности линии питания Ввода № 1 подстанции РТП-2 и Ввода №1 подстанции РТП-4 достигается за счет уменьшения генерируемой синхронными двигателями реактивной мощности. При этом за счет минимизации потребляемой активной мощности и повышении пропускной способности обеспечивается наиболее оптимальный режим работы линии питания. Значение реактивной мощности при которой достигается оптимальный режим работы определяется при помощи графоаналитического метода с использованием предложенной математической модели.
Определение уставки тока возбуждения системы управления тиристорного возбудителя для реализации оптимального режима
работы подстанции РТП-2
От РТП-2 Ввод №1 питание получают два синхронных двигателя ПК-1 и ПК-3. Уменьшение генерируемой реактивной мощности за счет уменьшения возбуждения двигателя ПК-3 представляется наиболее рациональным, т.к. двигатель ПК-3 в сравнении с ПК-1 имеет большие потери активной мощности на генерацию реактивной.
Для управления синхронными электродвигателями на предприятии применяются тиристорные возбудители, выполненные на осонове системы управления двигателями постоянного тока Simoreg Siemens. Основным режимом работы системы автоматического регулирования возбуждения является режим стабилизации тока возбуждения. Основной уставкой системы АРВ является заданное значение тока возбуждения, которое поддерживается в обмотке ротора синхронной машины.
Для реализации оптимального режима работы подстанции необходимо рассчитать ток возбуждения, при котором синхронный двигатель будет вырабатывать требуемое значение реактивной энергии.
Для нахождения требуемого значения тока возбуждения необходимо располагать V-образной характеристикой машины. Однако в условиях отсутствия такой информации задача по определению тока статора может быть решена аналитическим путем.
Значение тока возбуждения при определенном режиме работы двигателя можно определить по графику зависимости ЭДС статора от тока возбуждения Eo(Ie). С определнной погрешностью зависимость Eo(Ie) может быть построена по известным значениям тока возбуждения 1в, и расчетным значениям ЭДС статора Eo.
Для проведения рассчета ЭДС статора необходимо воспользоваться схемой замещения синхронной машины, представленной на рис. 5. Для
использования данной схемы в анализе установившегося реджима работы сихронного двигателя в схему вводится комплексное сопротивелние 2н (рис. 5), что позволяет учитывать в расчете активную мощность потребляемую механической нагрузкой и реактивную мощность отдаваемую в сеть.
Рис. 5. Схема замещения СД с учетом нагрузки
Комплексное сопротивление 2н представляет собой сумму активного сопротивление нагрузки Ян и реактивного сопротивление нагрузки Хн. Электрическая мощность рассеиваемая на активном сопротивлении Ян представляет мощность потребляемую механической нагрузкой. Реактивное сопротивление Хн служит для представления процесса обмена реактивной энергии между двигателем и сетью.
Значения сопротивлений Ян и Хн расчитываются исходя из значения величин потребляемой нагрузкой активной мощности Рн и отдаваемой реактивной мощности Qн, как и ток статора 73. К клеммам а и б приложено фазное напряжение сети и1, которое остается неизменным. Т.к. при различной загруженности синхронного двигателя активная и реактивная мощности изменяются, а напряжение сети остается неизменным, то каждому новому режиму работы будет соответствовать различные значения активного и реактивного сопротивлений нагрузки. Реактиное синхронное сопротивление Хс является параметром двигателя, пренебрегая насыщением примем, что Хс=свт1 . Для проведения дальнейших расчетов необходимо определить значение синхронного сопротивления, что возможно сделать при рассмотрении номинального режима работы синхронного двигателя.
Параметры номинального режима работы двигателя ПК-3: 7^=226 А; ^1=6000 В; Рном=2000 кВт; Qном=1020 кВАр; ^фном=0,51; п=0,953.
В номинальном режиме работы действующее значение ЭДС статора составляет Е1°м = 1,08 • их. Отдаваемая двигателем активная мощность рном = ^ Активное сопротивление фазной обмотки статора Я1 примем
равным 0. В номинальном режиме Оном = 0НОЛ,. Сдвиг фаз между током и
напряжением нагрузки фН°м = атсг^ (0,51) = 27 (эл.гр.).
Активное сопротивелние нагрузки определяется по формуле:
рном
Км = ~Рн~Г2 . (16)
т • I,
5
Реактивное сопротивление нагрузки определяется соответственно:
\НОМ
О
хном = . (17)
т • Р
5
Определим значение Хс из уравнения ЭДС статора для схемы на
рис. 5:
ЕНОМ = 15 -л!К2 +(Xс + Xн)2 . (18)
Синхронное сопротивление двигателя:
X, =
\
т-тном 2
Е0 о 2 ^2
I
2
- К - ХнА . (19)
5
При известном значении Хс становится возможным определить ЭДС возбуждения в неноминальном режиме работы. Определим значение ЭДС возбуждения для текущего режима работы ПК-3, величины текущего режима работы будем обозначать индексом А.
Параметры текущего режима работы ПК-3: Р^ = 960 кВт; ОА = 740
кВАр; 1А = 116 (А); со5 фА = 0,79 .
Значения сопротивлений нагрузки яА и хА для режима А найдем по (16) и (17). Используя полученные значения и значение Хс, определенное ранее, расчитаем ЭДС статора для режима А:
ЕА = 1А ^ЯА2+(Xс+хАа )2 . (20)
Теперь определим ЭДС в оптимальном режиме работы двигателя, соответствующем режиму Б. В данном режиме работы активная мощность потребляемая механической нагрузкой равна мощности нагрузки в режиме А РБ = р'А . Для оптимального режима работы реактивная мощность должна быть снижена на 650 кВАр, тогда реактивная мощность генерируемая двигателем ПК-3:
ОБ = ОА - 650 -103 = 90 .кВАр. (21)
Коэффициент мощности нагрузки составит
РБ
ооб фБ = . н . (22)
н 7РнБ1^ОБт ( )
Ток в фазе статора синхронного двигателя выразим из уравнения активной мощности:
1Б = :: б • (23)
s ■ рб
m ■ U ■cos Фй
Определив начения сопротивлений нагрузки ЯБ и ХБ для оптимального режима, расчитаем ЭДС статора, при котором будет достигаться заданная реактивная мощность:
ЕБ = 1Б ^ЯБ2 +(Xс + ХБ )2 • (24)
г
Для определения тока возбуждения 1в , соответствующего значе-
г
нию Е0 , построим зависимость Е0( 1в) по трем известным точкам: (0;0),(Ен°м; Iн°м ),(ЕА; IА ). Номинальное значение тока возбуждения по паспортным данным составляет I н°м =225 А, текущему режиму работы соответствует значение IА=195 А. Результаты построения представлены на рис. 6.
Зависимость ЭДС статора от тока возбуждения СД
1в - ток возбунздения (А)
1 - Расчетная зависимость 2 -Линейная апроксимация
Рис. 6. Расчетная зависимость ЭДС статора от тока возбуждения
Ввиду малого количества точек для построения зависимости ЭДС статора, использования для её построения одновременно расчетных
) и измеренных (IА апроксимацию полученной кривой 1. Кривая 2 представляет собой
(Е н°м; Е А) и измеренных (IА) значений, необходимо провести
линейную апроксимацию расчетной зависимости ЭДС статора от тока возбуждения. Используя кривую 2, определим значение тока возбуждения,
г
соответствующего значению E0 , которое составляет 145 А. Полученное значение может быть использовано для задания в системе управления ти-ристорным возбудителем.
Необходимо отметить, что более точное значение тока возбуждения для режима Б, может быть получено путем расчета магнитной цепи статора и ротора синхронной машины, что является весьма трудоемкой задачей, или путем экспериментального исследования на работающей машине, что сопряжено с риском нарушения режима работы установки. Представленный же расчет является приблизительным ввиду принятых допущений, однако позволяет определить искомое значение с наименьшими затратами времени.
Экономический эффект при оптимизации режима работы синхронных электродвигателей подстанции РТП-2 Ввод №1 и РТП-4 Ввод №1
При настроке синхронных электродвигателей подстанций РТП-2 и РТП-4 на оптимальный режим в соответствии с предложенным способом достигается минимизация потерь активной мощности в линии от перетока реактивной эенргии и снижение затрачиваемой синхронными двигателями активной мощности на генерацию избыточного количесвтва реактивной энергии. Количественно снижение потребляемой активной мощности по обоим подстанциям может быть расчитано по данным таблицы 3 как сумма потерь активной мощности в линии и потерь активной мощности в синхронных двигателях. Рассчитаем данное значение:
ZAP = 1,84 +18,57 + 0,383 + 2,8 = 23,593, кВт. (27)
Суммарная потребляемая электроэнергия потерь в год
ZAW = ZAP • T = 23,593 • 8760 = 206674,6, кВт-ч, (28)
где T - количество часов в году, ч.
Стоимость потерь активной мощности и экономия при оплаты за электроэнергию
Z Э = ZAW • С = 206674,6 • 4,22 = 872166, руб., (29)
где С - тариф на оплату активной электроэнергии, руб./кВт.
Заключение
1. Работа подстанций рассматриваемого предприятия, имеющего в составе нагрузки синхронные двигатели, удовлетворяет действующим нормам на потребление реактивной энергии.
2. Повышение пропускной способности сетей среднего напряжения за счет увеличения генерируемой синхронными электродвигателями предприятия реактивной энергии является нерациональным ввиду больших затрат активной энергии.
3. Повышение пропускной способности линий питания подстанций РТП-2 и РТП-4 может быть достигнуто за счет оптимизации режима работы синхронных электродвигателей этих подстанций, для чего требуется снизить ток возбуждения.
4. Ток возбуждения синхронного двигателя ПК-3 для оптимального режима работы подстанции РТП-2 должен составлять 145 А.
5. Устойчивость синхронного двигателя ПК-3 при оптимизации его работы снизится на 8,5 %
6. Оптимизация режима работы подстанций РТП-2 и РТП-4 позволит повысить пропускную способность линий питания этих подстанций на 4,6 % и 0,2 % соответственно.
7. Суммарное снижение затрачиваемой активной электроэнергии при оптимизации режима работы подстанций РТП-2 и РТП-4 составит 23,593 кВт.
8. Экономия на оплату электроэнергии при оптимизации режима работы подстанций РТП-2 и РТП-4 составит 872166 руб. в год.
Список литературы
1. Бородина В.В. Частотный пуск электродвигателей // Электрооборудование: эксплуатация и ремонт. 2010. № 5. С. 66 - 68.
2. Богдан А.В., Алави Х., Шаханин А.С. Влияние конденсаторных установок компенсации реактивной мощности на пуск и остановку асинхронных электродвигателей // Новая наука: Проблемы и перспективы. 2017. Т. 1. № 2. С. 54 - 57.
3. Daoud J., Friedrich D. Design of the multi-cylinder Stirling engine arrangement with self-start capability and reduced vibrations // Applied Thermal Engineering 151. 2019. P. 134-145.
4. Qu K., Gong T., Shao J. Design and implementation of system generator based on rule engine // Procedia Computer Science 166. 2020. P. 517-522.
5. Fang Ch., Cui L. Reliability analysis for balanced engine systems with m sectors by considering start-up probability // Reliability Engineering & System Safety 197. 2020. Article 106829.
6. Альтшуллер М.И. Плавный пуск электродвигателей - способ повышения надёжности и долговечности оборудования // Территория Нефте-газ. 2010. № 6. С. 14 - 15.
7. Лицин К.В., Басков С.Н. Пуск высоковольтных электродвигателей с промежуточным трансформатором // Автоматизированные технологии и производства. 2013. № 5. С. 185 - 187.
8. Анализ состояния изоляции электрооборудования горнометаллургических комбинатов / Р.В. Клюев, И.И. Босиков, О.А. Гаврина, К.С. Крысанов // Известия Тульского государственного университета. Науки о Земле. 2020. Вып. 2. С. 201-215.
9. Разработка методики обеспечения электробезопасности электрических сетей карьеров / Р.В. Клюев, В.И. Голик, И.И. Босиков, О.А. Гаврина // Известия Тульского государственного университета. Науки о Земле. 2020. Вып. 3. С. 74-91.
10. Статистический анализ повреждений в карьерной сети горнометаллургического комбината / Р.В. Клюев, И.И. Босиков, О.А. Гаврина, К.С. Крысанов // Известия Тульского государственного университета. Науки о Земле. 2021. Вып. 1. С. 168-178.
11. The provision of development conversion perspectives into undeground one for Russian iron ore deposits development / V.I. Golik, O.Z. Gabaraev, S.A. Maslennikov, Z.M. Khasheva, L.P. Shulgaty // The Social Sciences (Pakistan). 2016. Т. 11. № 18. P. 4348-4351.
12. Plieva M. T., Gavrina O. A., Kabisov A. A. Analysis of technological damage at 110 kV substations in JSC IDGC of the North Caucasus- «Sev-kavkazenergo» Int. Multi-Conf. on Industrial Engineering and Modern Technologies (FarEastCon) (Vladivostok) Inspec Accession Number 19229305. 2019.
13. Klyuev R. V., Bosikov I. I., Gavrina O. A. Use of wind power stations for energy supply to consumers in mountain territories Proceedings International Ural Conference on Electrical Power Engineering (UralCon) INSPEC Accession Number 19080062. 2019.
14. Васильев П.В., Стась Г.В., Смирнова Е.В. Оценка риска травматизма при добыче полезных ископаемых // Известия Тульского государственного университета. Науки о Земле. 2016. Вып. 2. С. 45-58.
15. К концепции одностадийной выемки запасов металлических месторождений / В.И. Голик, Ю.И. Разоренов, Ю.В. Дмитрак, В.Б. Заалишви-ли // Известия Тульского государственного университета. Науки о Земле. 2020. Вып. 4. С. 151-167.
16. Инновационные технологии на предприятиях урановой отрасли / В.И. Голик, Ю.В. Дмитрак, О.З. Габараев, Х.Х. Кожиев // Известия Тульского государственного университета. Науки о Земле. 2020. Вып. 3. С. 131140.
17. Учет влияния ситуационных геомеханических условий для совершенствования дегазации подрабатываемого массива горных пород / В.С. Бригида, В.И. Голик, Ю.В. Дмитрак, О.З. Габараев // Известия Тульского государственного университета. Науки о Земле. 2019. Вып. 2. С. 279288.
18. Heylen E., Deconinck G., Hertem D. Review and classification of reliability indicators for power systems with a high share of renewable energy sources // Renewable and Sustainable Energy Reviews 97. 2018. Р.554-568.
19. Rexhepi V. An analysis of power transformer outages and reliability monitoring // Energy Procedia 141. 2018. Р. 418-422.
20. Davidov S., Pantos M. Optimization model for charging infrastructure planning with electric power system reliability check // Energy 166. 2019. Р. 886-894.
Клюев Роман Владимирович, д-р техн. наук, проф., kluev-roman@rambler.ru , Россия, Москва, Московский политехнический университет,
Босиков Игорь Иванович, канд. техн. наук, доц., igor.boss.777@mail.ru , Россия, Владикавказ, Северо-Кавказский горно-металлургический институт (государственный технологический университет),
Гаврина Оксана Александровна, канд. техн. наук, доц., Gavrina-Oksana@yandex.ru , Россия, Владикавказ, Северо-Кавказский горно-металлургический институт (государственный технологический университет),
Текиев Марат Владимирович, канд. экон. наук, доц., tekievmarat@rambler.ru , Россия, Владикавказ, Северо-Кавказский горно-металлургический институт (государственный технологический университет)
OPTIMIZATION MODES OF SYNCHRONOUS MOTORS OPERATION TO INCREASE THE CAPACITY OF POWER SUPPLY NETWORKS OF INDUSTRIAL ENTERPRISES
R.V. Klyuev, I.I. Bosikov, O.A. Gavrina, M.V. Tekiev
The paper studies the problem of increasing the capacity of power supply networks of industrial enterprises. Increasing the throughput is an urgent task due to the planned technical re-equipment and the introduction of new equipment in connection with the development of enterprises. The paper presents an analysis of the operating modes of a number of transformer substations that directly power the electrical equipment of industrial installations, as well as the power lines of these substations. It is proposed to increase the capacity of the electrical network by compensating for the reactive power consumed by electrical equipment of substations, for which it is proposed to use synchronous electric motors used at production facilities as a drive for pumping and compressor units. The paper presents an analysis of the available reactive power of the used synchronous electric motors. The analysis of active power losses arising in synchronous electric motors during reactive power generation has been carried out. It is shown that an increase in the throughput of power lines can be achieved by choosing the optimal mode of operation of synchronous electric motors. It is shown that when choosing the parameters of the optimal operating mode of a synchronous electric motor, which provides an increase in the throughput of the substation power line, it is necessary to be guided by the criterion of minimum active power losses. A mathematical model has been developed for the steady state operation of a substation and a power line, taking into account active power losses in a synchronous electric motor. With the help of the developed model, the optimal value of reactive power was determined, which the synchronous motor of this substation should generate in order to increase the throughput of the power line with a minimum of active power losses using the example of one substation. The calculation of the excitation current of a synchronous motor is presented, at which the required value of the generated reactive power is achieved, which is necessary to select the setting of the automatic excitation control system. The economic effect of optimizing the operating mode of synchronous electric motors is to reduce the cost ofpaying for electricity, due to a decrease in active power losses in the line.
Key words: synchronous motor, bandwidth, power supply system, substation, reactive power, model, enterprise.
Klyuev Roman Vladimirovich, doctor of technical sciences, professor, kluev-roman@rambler.ru , Russia, Moscow, Moscow Polytechnic University,
Bosikov Igor Ivanovich, candidate of technical sciences, docent, ig-or.boss.777@mail.ru , Russia, Vladikavkaz, North Caucasian Institute of mining and metallurgy (State Technological University),
Gavrina Oksana Alexandrovna, candidate of technical sciences, docent, Gavrina-Oksana@yandex.ru , Russia, Vladikavkaz, North Caucasian Institute of mining and metallurgy (State Technological University),
Tekiev Marat Vladimirovich, candidate of economic sciences, docent, Gavrina-Oksana@yandex.ru , Russia, Vladikavkaz, North Caucasian Institute of mining and metallurgy (State Technological University),
Reference
1. Borodina V.V. Frequency start of electric motors // Electro-equipment: operation and repair. 2010. No. 5. pp. 66-68.
2. Bogdan A.V., Alavi H., Shakhanin A.S. Influence of capacitor reactive power compensation units on the start and stop of asynchronous electric motors. New Science: Problems and Prospects. 2017. Vol. 1. No. 2. pp. 54 - 57.
3. Dowd J., Friedrich D. Designing a multi-cylinder Stirling engine with the possibility of self-starting and vibration reduction // Applied heat engineering 151. 2019. pp. 134-145.
4. Qu K., Gong T., Shao J. Designing and implementing a system generator based on the rules mechanism // Procedia Computer Science 166. 2020. pp. 517-522.
5. Fang Ch., Cui L. Reliability analysis of balanced engine systems with m sectors taking into account the probability of starting // Reliability Engineering and System Security 197. 2020. Article 106829.
6. Altshuller M.I. Smooth start of electric motors - a way to increase the reliability and durability of equipment // The territory of Neftegaz. 2010. No. 6. pp. 14-15.
7. Litsin K.V., Baskov S.N. Start-up of high-voltage electric motors with an intermediate transformer // Automated technologies and productions. 2013. No. 5. pp. 185 -187.
8. Analysis of the state of insulation of electrical equipment of mining and metallurgical plants / R.V. Klyuev, I.I. Bosikov, O.A. Gavrina, K.S. Krysanov // Izvestiya Tula State University. Earth sciences. 2020. Issue. 2. pp. 201-215.
9. Development of methods for ensuring electrical safety of electrical networks of quarries / R.V. Klyuev, V.I. Golik, I.I. Bosikov, O.A. Gavrina // Proceedings of Tula State University. Earth sciences. 2020. Issue 3. pp. 74-91.
10. Statistical analysis of damages in the quarry network of the mining and metallurgical combine / R.V. Klyuev, I.I. Bosikov, O.A. Gavrina, K.S. Krysanov // Izvestiya Tula State University. Earth sciences. 2021. Issue 1. pp. 168-178.
11. Providing prospects for the transformation of mining into underground for the development of iron ore deposits in Russia / V.I. Golik, O.Z. Gabaraev, S.A. Maslennikov,
Z.M. Hasheva, L.P. Shulgaty // Social Sciences (Pakistan). 2016. No. 11. No. 18. pp. 43484351.
12. Plieva M. T., Gavrina O. A., Kabisov A. A. Analysis of technological damages at 110 kV substations of JSC IDGC of the North Caucasus - JSC Severo-Kavkazenergo. Multiconference. Industrial Engineering and Modern Technologies (Fareastcon) (Vladivostok), Registration number 19229305. 2019.
13. Klyuev R. V., Bosikov I. I., Gavrina O. A. The use of wind power plants for power supply to consumers of mountainous territories Materials of the International Ural Conference on Electric Power Industry (UralCon), Registration number 19080062. 2019.
14. Assessment of the risk of injury in mining / P.V. Vasiliev, G.V. Stas, E.V. Smirnova // Proceedings of the Tula State University. Earth sciences. 2016. Issue. 2. pp. 4558.
15. To the concept of one-stage extraction of reserves of metal deposits / V.I. Golik, Yu.I. Razorenov, Yu.V. Dmitrak, V.B. Zaalishvili // Izvestiya Tula State University. Earth sciences. 2020. Issue 4. pp. 151-167.
16. Innovative technologies at the enterprises of the uranium industry / V.I. Golik, Yu.V. Dmitrak, O.Z. Gabaraev, H.H. Kojiev // Izvestiya Tula State University. Earth sciences. 2020. Issue 3. pp. 131-140.
17. Taking into account the influence of situational geomechanical conditions for the improvement of degassing of a part-time rock mass / V.S. Brigida, V.I. Golik, Yu.V. Dmitrak, O.Z. Gabaraev // Izvestiya Tula State University. Earth sciences. 2019. Issue. 2. pp. 279-288.
18. Heylen E., Dekonink G., Hertem D. Review and classification of reliability indicators of power systems with a high share of renewable energy sources // Reviews of renewable and sustainable energy 97. 2018. pp.554-568.
19. Rekshepi V. Analysis of power transformer outages and reliability monitoring // Energy procedure 141. 2018. p. 418-422.
20. Davydov S., Pantosh M. Optimization model of charging infrastructure planning with verification of reliability of the energy system Energy 166. 2019. p. 886-894.
