CC BY
70
Для цитирования: Бадалян Н.П., Колесник Г.П., Соловьёва С.Г., Чащин Е.А. Продольная компенсация реактивной мощности в короткой сети электродуговой печи. Вестник Дагестанского государственного технического университета. Технические науки. 2018;45 (2):42-51.DOI:10.21822/2073-6185-2018-45-2-42-51
For citation: Badalyan N.P., Kolesnik G.P., Solovyova S.G., Chashchin E.A. Series compensation of reactive power in a low-voltage circuit of the electric arc furnace. Herald of Daghestan State Technical University. Technical Sciences. 2018; 45(2):42-51. (In Russ.) DOI:10.21822/2073-6185-2018-45-2-42-51
ТЕХНИЧЕСКИЕ НАУКИ ЭНЕРГЕТИЧЕСКОЕ, МЕТАЛЛУРГИЧЕСКОЕ И ХИМИЧЕСКОЕ МАШИНОСТРОЕНИЕ
УДК 621.311.001
БОТ: 10.21822/2073-6185-2018-45-2-42-51
ПРОДОЛЬНАЯ КОМПЕНСАЦИЯ РЕАКТИВНОЙ МОЩНОСТИ В КОРОТКОЙ СЕТИ ЭЛЕКТРОДУГОВОЙ ПЕЧИ
Бадалян Н.П.1, Колесник Г.П.2, Соловьёва С.Г.3, Чащин Е.А.4
13Владимирский государственный технический университет имени А.Г. и Н.Г. Столетовых,
1-3 600000, г. Владимир, ул. Горького 87, Россия,
4 Ковровская государственная технологическая академия имени В.А. Дегтярева, 4 601910, г. Ковров, Владимирская обл., ул. Маяковского, 19, Россия, 1'3е-таИ: погаугЬасЫуанатаИ. ги, 4е-таИ: капигсИааЦм. ги
Резюме: Цель. Целью исследования является повышение энергетической эффективности в системе электроснабжения и короткой сети дуговой печи. В соответствии с целью исследования поставлена актуальная задача определения емкости конденсаторов для компенсации реактивной мощности и выбора рационального места их установки. Метод. В рамках ранее разработанной концепции изменения параметров трансформатора продольного включения в схеме продольной компенсации рассматриваются вопросы эффективного использования и потребления электрической энергии линейной нагрузкой большой мощности при синусоидальном режиме. Принимаем в работе для повышения эффективности дуговой печи установку статических компенсаторов с прямым методом компенсации с автоматическим управлением, предусматривающую 12 ступеней регулирования. Рассмотрена возможность повышения эффективности электропитания дуговых печей переменного тока компенсацией реактивной мощности в короткой линии. Результат. Обоснована целесообразность применения схемы продольной компенсации реактивной мощности с включением конденсаторов в обмотку высшего напряжения трансформатора продольного включения. Вывод. В работе показано, что для эффективного использования и потребления электрической энергии линейной нагрузкой большой мощности при синусоидальном режиме, целесообразно применять схемы продольной компенсации реактивной мощности с включением конденсаторов в обмотку высшего напряжения трансформатора продольного включения. Это позволяет увеличить коэффициент полезного действия устройств электропитания электродуговых печей, уменьшить потери мощности в системе электроснабжения и короткой сети печи в 1,6 раз и снизить в 1,36 раз полную нагрузку в силовом трансформаторе.
Ключевые слова: энергоэффективность, переменный ток, реактивная мощность, продольная компенсация, компенсирующая емкость, вольтодобавка, коэффициент мощности, электродуговая печь, короткая сеть, трансформатор
TECHNICAL SCIENCE POWER, METALLURGICAL AND CHEMICAL MECHANICAL ENGINEERING
SERIES COMPENSATION OF REACTIVE POWER IN A LOW-VOLTAGE CIRCUIT OF
THE ELECTRIC ARC FURNACE
Norayr P.Badalyan1, Grigory P.Kolesnik2, Sofia G.Solovyova3, Yevgeny A.Chaschin4
1-3 Alexander andNikolay Stoletovs Vladimir State University, 1-387 Gorkog Str., Vladimir 600000, Russia, 4 V.A. Degtyarev Kovrov State Technological Academy, 419Mayakovskogo Str., Kovrov 601910, Vladimir region, Russia, 1~3e-mail: norayrbadalyan@mail.ru, 4e-mail: kanircha@list.ru
Abstract Objectives The aim of the study is to increase the energy efficiency of an arc furnace's power supply system and low-voltage circuit. According to the aim of the research, the relevant tasks of determining the capacitor capacity for reactive power compensation and selecting a rational location for its installation are posed. Methods Within the framework of the previously developed concept of changing the parameters of the switching transformer in the series compensation circuit, issues of efficient use and consumption of electrical energy by a high power linear load under sinusoidal mode are considered. The installation of static compensators using a direct compensation method with automatic control including 12 stages of regulation is proposed as a means of increasing the efficiency of the arc furnace. Challenges involved in increasing the efficiency of electric power supply to alternating current arc furnaces using compensating reactive power in a low-voltage circuit are considered. Results The viability of using the series compensation circuit of reactive power with the switching of capacitors in the winding of the higher voltage of the series switching transformer is demonstrated. Conclusion It is shown that for efficient use and consumption of electric energy by highpower linear load under sinusoidal conditions, it is advisable to apply the series compensation of reactive power with the switching of capacitors in the winding of the higher voltage of the series switching transformer. This makes it possible to increase the efficiency coefficient of electric arc furnace power supply devices by reducing the power losses in the power supply system and in the furnace low-voltage circuit by 1.6 times, as well as reducing the total load in the power transformer by 1.36 times.
Keywords: energy efficiency, alternating current, reactive power, series compensation, compensating capacity, accessory voltage, power coefficient, electric arc furnace, low-voltage circuit, transformer
Введение. В настоящее время, в литейном производстве стали широко используются электрические плавильные печи [1], основными из которых являются индукционные - канальные и тигельные, а также дуговые печи переменного тока.
Основным недостатком индукционных и тигельных печей является то, что они технологически пассивны, поэтому качественный металл при их использовании можно получить только из высококачественной шихты, что позволяет получать высокое качество отливок только при небольшом объеме производства, а при увеличении объемов производства существенно повышает себестоимость металлургического передела.
Кроме того, индукционная плавка, при которой вокруг или под металлом расположены во-доохлаждаемые элементы, изолированные от расплава тонким слоем футеровки, является потенциально взрывоопасной [2]. Альтернативой применению индукционных печей, с точки зрения промышленной безопасности и технологической перспективности, является использование взрыво-безопасных и технологически активных дуговых печей переменного тока, позволяющие получать высококачественный металл из шихты практически любого качества [3]. Однако ряд недостатков этих печей затрудняет их эксплуатацию, основным из которых является работа с относительно низким коэффициентом мощности, что приводит большим потерям энергии в короткой сети. Это делает актуальным решение вопроса повышения энергетической эффективности в системе электроснабжения и короткой сети дуговой печи.
Постановка задачи. Известно, что в цепях переменного тока при линейной нагрузке эффективность использования и потребления электрической энергии в установившемся режиме в основном зависят от уровня реактивной мощности, коэффициента полезного действия устройства и cos9, характеризующего уровень потребления реактивной мощности [4]. Поэтому практически основным фактором, позволяющим решить вопрос энергосбережения и повышения энергоэффективности использования дуговых печей переменного тока, является снижение потребления реактивной мощности.
Статья является продолжением работы [5], в которой исследованы вопросы изменения параметров трансформатора продольного включения в схеме продольной компенсации и решаются вопросы оценки приращения значений модуля и аргумента реального коэффициента трансформации в зависимости от значения компенсирующей емкости, напряжения вольтодобавки и рабочего тока электрода. Это делает актуальным исследование вопроса повышения эффективности использования и потребления электрической энергии линейной нагрузкой большой мощности при синусоидальном режиме.
Методы исследования. Решим поставленную актуальную задачу определения емкости конденсаторов для компенсации реактивной мощности и выбора рационального места их установки.
Энергоэффективность дуговой печи. Известно большое количество решений в направлении энергосбережения для вопросов, связанных с эксплуатацией электрооборудования в номинальном режиме, когда ток для реальных потребителей, как правило, изменяется в диапазоне 5-10% от тока короткого замыкания [6]. Однако эксплуатация наиболее распространенных в промышленности круглых трехфазных ферросплавных дуговых печей с расположением электродов треугольником (табл. 1), отличается большим технологическим диапазоном изменения мощностей от режима холостого хода до режима короткого замыкания и низким значением коэффициента мощности, составляющими 0,7 и менее. Неспокойное горение дуги в этом случае вызвано особенностями технологического процесса, связанными с многочисленными обрывами дуги при переходе дуги с одной шихты на другие, а так же эксплуатационными короткими замыканиями, вызываемые обвалами и перемещениями проводящих частей шихты. Поэтому решение вопроса повышения энергоэффективности и энергосбережения затруднено.
Таблица 1. Технические данные ферросплавных печей _Table 1. Technical data of Ferroalloy furnaces_
Технические данные Тип печи
ПКО- 2,5 ПКО- 3,5 ПКО- 10,5 ПКО-16,5 ПКЗ-16,5 ПКЗ-24 ПКЗ-33 ПКЗ-48
Мощность Б, кВА 2500 3500 10500 16500 24000 33000 48000
Вторичное напряжение, В 178 -89 371-260 250 -100 210 -132 245 -155 250 -130 238,5 -137
Максимальный ток, кА 13,0 13,0 38,4 59,0 71,0 87,0 111,8
Диаметр электрода ёэ, мм 300450 300450 800 1200 1200 1500 2800x650
Диаметр ванны ёв, мм 2700 2700 4000 6200/6700 7200 8700 20340x6000
Глубина ванны Н, мм 1200 1300 1700 2300 2600 3000 2850
Современные энергосберегающие технологии в промышленности, предполагают широкое использование конденсаторные батарей для компенсации реактивной мощности [7], отличающихся малым уровнем потерь активной мощности, составляющей 3-5 Вт на 1 квар и возможностью установки батарей вблизи электроприёмников. При использовании конденсаторных установок с автоматическим управлением возможна компенсация реактивной мощности прямым и косвенным методами.
Статические управляемые компенсаторы при прямом методе компенсации включают кон-
денсаторные батареи с тиристорными переключателями, при этом необходимую реактивную мощность генерируют конденсаторы. При косвенном методе компенсации постоянная реактивная мощность генерируется с помощью конденсаторов, которые входят в состав фильтров высших гармоник, а дополнительное регулирование реактивной мощности осуществляется с помощью фа-зоуправляемых тиристорных ключей и реакторов. Статические управляемые компенсаторы обладают более высоким быстродействием и могут быть использованы в схемах электроснабжения с резкопеременной нагрузкой.
Принимаем в работе для повышения эффективности дуговой печи установку статических компенсаторов с прямым методом компенсации с автоматическим управлением, предусматривающей 12 ступеней регулирования. В общем случае, для оценки энергоэффективности электрооборудования, с учетом несинусоидальных искажений, удобно использовать энергетический коэффициент [6,8]:
P I
аио 1
к, =-à°-±cos^
, (1) где Рвых, Рвх - активные в ых одная и входная мощности; /1, I - действующие значения первой гармоники тока и несинусоидального периодического тока; СОБФ - коэффициент мощности.
Коэффициент мощности (1) показывает фазовый сдвиг между первыми гармониками напряжения и тока:
СО8^ = РтЦр2ав + О2 + 12 , (2)
где Q - реактивная мощность; Б - мощность небаланса.
В дальнейших расчетах принимаем влияние высших гармоник пренебрежимо малым, Б = 0. Компенсация реактивной мощности. Короткая сеть дуговой ферросплавной печи, как правило, включает в себя ошиновку в трансформаторной камере, гибкую кабельную гирлянду, трубошину, электрододержатель и электрод [9]. Электрический баланс мощной ферросплавной печи показывает [1], что потери в короткой сети составляют около 35% общих потерь или 7-15% подведенной мощности, причем значение потерь токопроводящей сети при больших токах возрастает сильнее, чем значение полезной мощности печи. Поэтому расчеты короткой сети выполняют обычно по режиму, определяемому превышением полезной мощности над потерями электроэнергии в короткой сети при достаточно высоком cosф.
Однако при таком подходе, обеспечение удовлетворительных электрических характеристик дуговой печи при заданном рабочем напряжении все более затрудняется по мере увеличения мощности печи ввиду роста индуктивного сопротивления контура. Так же следует отметить, что типовые мероприятия, направленные на уменьшение активного и реактивного сопротивления короткой сети, базируются в основном на выполнении требований к электродинамической и термической устойчивости токоведущих проводников, что позволяет определить рациональное соотношение между длиной, взаимному расположению и сечению токопровода [1]. Однако подобный подход не рассматривает условия компенсации реактивной мощности.
Конструктивные особенности типовых серийно выпускаемых дуговых печей (табл. 1) содержащих трехобмоточный трансформатор, предполагают возможным выполнять мероприятия по повышению коэффициента мощности системы электроснабжения электродуговой печи, как на стороне высшего напряжения (ВН), так и на стороне среднего (СН) или низшего (НН) напряжения. Реализация мероприятий по энергосбережению компенсацией реактивной мощности на стороне ВН позволяет реализовать достижение основных требований к коэффициенту мощности, но не решает проблему потерь мощности в короткой сети. Кроме того, с увеличением мощности электродуговой печи увеличивается и питающее напряжение, что значительно усложняет решение проблемы компенсации реактивной мощности. Техническая реализация компенсирующей установки на стороне НН связана с увеличением габаритных размеров и усложнением монтажа короткой сети из-за больших значений тока компенсации НН в несколько десятков тысяч ампер. Это делает нецелесообразным повышение эффективность дуговой печи на стороне НН.
Обсуждение результатов. Проведенный анализ показал, что наиболее целесообразной ока-
зывается компенсация реактивной мощности на стороне СН, которая может быть конструктивно выполнена либо параллельно, либо последовательно. При параллельной компенсации реактивной мощности на стороне СН, так же как при компенсации на стороне ВН, не решается вопрос потери мощности в короткой сети.
Рассмотрим последовательную компенсацию реактивной мощности на стороне СН, иначе продольную компенсацию. При продольной компенсации, поскольку компенсационные электрические емкости оказываются включенными последовательно с нагрузкой в главном контуре, реактивная мощность конденсатора зависит от величины протекающего через плавящий электрод дуговой печи тока и, следовательно, меняется с колебанием реактивной мощности под нагрузкой. Это позволяет выполнять компенсацию реактивной мощности в реальном времени без изменения напряжения рабочей шины. Следует отметить, что при продольной компенсации, по сравнению с параллельной компенсацией, может повышаться, за счет напряжения вольтодобавки, вторичное напряжение печного трансформатора. Последнее может увеличивать активную мощность, потребляемую электродуговой печью.
Рассмотрим упрощенную схему включения компенсирующей емкости С (в однофазном приближении) в обмотку СН трехобмоточного трансформатора Ti последовательно с обмоткой высшего напряжения вольтодобавочного трансформатора Т2 без дополнительных элементов защиты от коммутационных перенапряжений на конденсаторе (рис. 1).
Рис. 1. Схема включения компенсирующей емкости в обмотку СН трех-обмоточного трансформатора Fig. 1. The scheme of inclusion of the compensating capacity in the winding SN three-winding transformer
Оценим влияние компенсирующей емкости С на режим работы электродуговой ферросплавной печи. Пренебрегая, с целью упрощения, особенностями расположения обмоток ВН, СН и НН на стержнях трехобмоточного печного трансформатора, составим схему замещения установки продольной компенсации (рис. 2).
Рис. 2. Схема замещения установки продольной компенсации с компенсирующей
емкостью на стороне СН Fig. 2. Equivalent circuit of installation of the longitudinal compensation with the compensating capacitance on the side of SN
В полученной схеме (рис. 2) схему замещения трансформатора Ti представим трехлучевой звездой, а трансформатора Т2 - Г-образной прямой схемой замещения без учета трансформации (рис. 1). Ветви намагничивания включаем на первичных зажимах трансформаторов (зажимы 1-2 для Ti и зажимы А-Х для Т2).
Параметры схемы замещения трехобмоточного трансформатора Ti (рис. 2) - активные и реактивные сопротивления обмоток ВН, СН и НН приведены к напряжению первичной обмотки трансформатора. Ветвь намагничивания включена на первичных зажимах схемы замещения и ее параметры определяются так же, как и для двухобмоточных трансформаторов [10- 11].
Реактивные сопротивления Xc и Хн соответственно обмоток СН и НН расположены меж-
ду двумя другими обмотками, из-за их взаимного влияния, и имеют значения близкие к нулю, либо пренебрежимо малые отрицательные значение. В работе принимаем их равными нулю.
В паспортных данных трехобмоточного трансформатора как правило приводят либо три нормированных, т.е. приведенных к номинальной мощности, значения напряжения короткого замыкания [11] Цв, икс, Um и одно АРк в-с или АРк в-н, либо три значения потерь мощности короткого замыкания АРк в-н , АРк в-с, АРк с-н .
Для трехобмоточного трансформатора с одинаковыми мощностями обмоток, суммарные потери короткого замыкания на пару обмоток поровну распределяются между соответствующими обмотками. Таким образом, активные сопротивления лучей схемы замещения (рис. 2) с учетом паспортных данных удобно определить:
R = Rn = R = 1 /s2m (3)
При расположении обмотки СН между обмотками ВН и НН вкладом реактивного сопротивления можно пренебречь Xlc = 0, а при расположении обмотки НН между обмотками ВН и СН можно пренебречь вкладом Хьн = 0. С учетом сделанных допущений и упрощений расчетная схема замещения принимает вид (рис. 3).
а б
Рис. 3. Схема замещения установки продольной компенсации: а - с компенсирующей емкостью на стороне СН при Хьс = 0. б - с компенсирующей емкостью на стороне СН при Хьн = 0
Fig. 3. Equivalent circuit of the longitudinal compensation unit: a-with compensating capacity on the
side of SN at Хьс = 0. b-with compensating capacity on the CH side at Хьн = 0 В схеме короткой сети, двухобмоточный трансформатор Т2 (рис. 1) представлен простой Г-образной схемой замещения - прямой с подключением ветви проводимостей со стороны ВН. Однако следует отметить, что в рассматриваемой схеме, это напряжение следует отнести к СН трансформатора Ti, поскольку трансформатор Т2 является понижающим. Таким образом, в расчетах параметры элементов первичной обмотки трансформатора Т2 и ее нагрузка приведены к обмотке НН.
Известно, что в полнофазном режиме двухобмоточного трансформатора потери мощности в трех фазах равны утроенному значению фазных потерь [10], т. е.
ЛРё = 3ЛР0 . (4)
Соответственно, линейное напряжение и номинальная мощность трансформатора составляют:
Uia =SÀUôm , Sm = 3APêâ . (5)
Тогда активное сопротивление обмоток двухобмоточного трансформатора можно определить по паспортным данным, Ом:
Ro2 = ЛPêU2 ¡S2m x10-3 . (6)
Принимая, что индуктивное сопротивление трансформатора Хт2 зависит от напряжения короткого замыкания UK, можно видеть, что полное сопротивление трансформатора с учетом выражения (6), Ом:
U- U2
ZT 2 = R02 + jXT 2 =V7b X~~2— . (7)
100 S2
Для оценки влияния компенсирующей емкости на режим работы электродуговой ферросплавной печи при расположении обмотки СН между обмотками ВН и НН необходимо определить входной ток компенсирующей установки 1в или ток нагрузки на стороне НН по схеме замещения (рис. 3, б).
Параметры элементов схемы по рис. 2 могут быть определены по паспортным данным трансформаторов Т1 и Т2 с учетом соотношений (1-7): потерям холостого хода и короткого замыкания, току холостого хода и напряжению короткого замыкания, номинальному напряжению и номинальной полной мощности, значению коэффициента трансформации идеального трансформатора. Без учета влияния ветвей намагничивания трансформаторов Т1 и Т2 схема замещения рис. 3 принимает вид (рис. 4).
Рис. 4. Схема замещения компенсирующей установки при исключении ветвей намагничивания
Fig. 4. An equivalent circuit of the compensation unit to the exclusion of the branches of the magnetization
Схема замещения короткой сети ферросплавной электродуговой печи с нагрузочным сопротивлением электрической дуги Я'д, приведенному к обмотке высшего напряжения трансформатора Т1, активным R кс и реактивным Хкс сопротивлениями короткой сети, сопротивлением компенсирующей емкости Х'ст2, приведенным к обмотке НН трансформатора Т2, включенных на НН трансформатора Ti, показана на рис. 5, где элемент R' это сумма активных сопротивлений обмотки НН трансформатора Ti, короткой сети и электрической дуги.
R = R + Rm+ Rä . (8)
Рис. 5. Схема замещения короткой сети с нагрузочным сопротивлением электрической дуги и сопротивлением компенсирующей емкости
Fig. 5. Equivalent circuit of a short network with load resistance of an electric arc and resistance of compensating capacity
Следует отметить, что при больших токах электрическую дугу при инженерных расчетах с достаточной степенью точности целесообразно моделировать активным неизменным во времени сопротивлением, поскольку её динамическая характеристика линейна и ток дуги пропорционален напряжению. При этом ток дуги и напряжение сохраняют синусоидальную форму. Тогда напряжение на нагрузке определяется суммой напряжения НН Uн трансформатора Ti и напряжения НН трансформатора Т2 (напряжения вольтодобавки 1}вд). С учетом вышеизложенного, ток нагрузки можно определить:
I, =■
U',. ±U„„
R+jXên- jX \
(9)
Таким ообразом, реактивную мощность компенсирующей емкости для заданного типа дуговой ферросплавной печи с известными характеристиками печного трансформатора можно вычислить по параметрам рабочего режима обмотки СН Пс, 1с, С0Бф1, без учета нагрузочных потерь активной мощности в короткой сети и трансформаторах, и значению реализуемого ко-
эффициента мощности cos92 после компенсации:
Qê = UI cos<ft (tg?! - tgp2 ), (10)
или емкость компенсирующего конденсатора (рис. 2), мкФ:
С = Qj2nfU2 х103 , (11)
где U - напряжение на зажимах конденсатора, кВ; f - частота питающей сети, Гц; Qr -реактивная мощность конденсатора, кВАр.
Видно, что полученные формулы (10, 11) соответствуют каноническому виду [12], что подтверждает справедливость сделанных допущений и выводов. Результаты расчета на примере ферросплавной печи ПКЗ-48 (табл. 1) по формулам (3-11) в соответствии со схемой замещения (рис. 5) приведены на рис. 6. Для приведенного примера принимаем напряжение U равным 99 В, а сопротивление линии R составит 0,002 Ом. Видно, что полная нагрузка в короткой линии до компенсации составляет:
S = Jp2 + Q2 =43.52 + 3.52 = 4.95 МВА Тогда ток в короткой линии до компенсации можно оценить:
I = S/ SU = 4.59-106/V3 • 99 = 28870 А
Рис. 6. Графики зависимости активной и реактивной мощностей ферросплавной электродуговой печи от коэффициента мощности: рабочие параметры режима U=99 В
Fig. 6. Graphs of the dependence of the active and reactive power of the Ferroalloy electric arc furnace on the power factor: operating parameters of the mode U=99 V При этом активные потери в линии составляют:
AP = 12R = 2887(0 • 0.002«1.65 МВт Для компенсации реактивной мощности в короткой линии установлена компенсаторная установка мощностью 0к=2,5 МВар. В этом случае нагрузка линии после компенсации составит:
S = VP2 + Q - Q )2 = V3.52 +1.02 = 3.64МВА,
ток, протекающим в короткой в линии:
/. = 43и = 3.64-10б/л/з • 99 = 21230 А, а активные потери в линии
ДР. = ¡¡Я = 2123(0 • 0.002« 0.89 МВт.
Таким образом, видно, что ток в короткой линии с применением компенсаторной установки уменьшается в 1,46 раз, активные потери со стороны короткой линии снизились на 27%, а полная нагрузка трансформатора уменьшилась с 4,95 МВА до 3,64 МВА.
Оценим изменение уровня потерь в трансформаторе при компенсации реактивной мощности по предложенному способу со стороны короткой линии.
V2
ДЖ = ДР3Т + Др^—— Т, (12)
где ДРхх - потери холостого хода; ДРкз - потери короткого замыкания; £, 8ном - мощность загрузки трансформатора и его номинальная мощность соответственно; Т=8760 час. -продолжительность работы трансформатора в течение года; Т - продолжительность работы трансформатора под нагрузкой.
Согласно ГОСТ 11677-85 уровень потерь ДРхх и ДРкз нормируются в зависимости от 8ном
трансформатора. Принимаем, для ориентировочной оценки эффективности энергосбережения, что номинальная мощность составляет 4,8 МВА, а мощность потерь холостого хода и короткого составит 8 и 37 кВт соответственно. Тогда результаты расчета по формуле (12) показывают, что при трехсменном режиме работы (Т = 8400 час.), потери в трансформаторе до компенсации реактивной мощности составят 375 кВтчас и уменьшаться в 1,6 раз до уровня 235 кВтчас после компенсации по предложенному способу.
Вывод. В работе показано, что для эффективного использования и потребления электрической энергии линейной нагрузкой большой мощности при синусоидальном режиме, целесообразно применять схемы продольной компенсации реактивной мощности с включением конденсаторов в обмотку высшего напряжения трансформатора продольного включения. Что позволяет увеличить коэффициент полезного действия устройств электропитания электродуговых печей, уменьшить потери мощности в системе электроснабжения и короткой сети печи в 1,6 раз и снизить в 1,36 раз полную нагрузку в силовом трансформаторе.
Библиографический список:
1. Мортимер Д. Х. Индукционная плавка: технологии будущего существуют сегодня // Электрометаллургия. 2000, № 10. С. 23-35.
2. Афонаскин А.В. Результаты первого этапа освоения дугового плавильного агрегата постоянного тока нового поколения на ОАО "Курганмашзавод" // Литейное производство. 2000, № 11. С. 2023.
3. Малиновский В. С., Дубинская Ф. Е. Технико-экономические и экологические аспекты альтернативных технологий плавки металла в дуговых печах // Электрометаллургия. 1999, № 3. С. 816.
4. Бадалян Н.П., Чащин Е.А. Построение математической модели допустимого установившегося режима электроэнергетической системы // Вестник ИГЭУ. 2012, №3. С. 43-47.
5. Бадалян Н.П., Колесник Г.П., Соловьева С.Г. Изменение параметров трансформатора продольного включения в схеме продольной компенсации // Вестник НПУА. 2017, № 2. С. 33-42.
6. Кудрин Б.И., Минеев А.Р. Электрооборудование промышленности. М.: Издательский центр «Академия», 2008. 432 с.
7. Афонин А.М. Энергосберегающие технологии в промышленности. М.: ФОРРУМ: ИНФРА, 2013. 272 с.
8. Бурман А.П., Розанов Ю.К., Шакарян Ю.Г. Управление потоками электроэнергии и повышение эффективности электроэнергетических систем. М.: Издательский дом МЭИ, 2012. 336 с.
9. Данцис Я. Б., Кацевич Л. С, Жилов Г. М. Короткие сети и электрические параметры дуговых электропечей. М.: Металлургия, 1987. 320 с.
10. Герасименко А. А., Федин В.Т. Передача и распределение электрической энергии. М.: КНОРУС, 2012. 648 с.
11. Серебряков А.С. Трансформаторы. М.: Издательский дом МЭИ, 2013. 360 с.
12. Дьяков В.И. Типовые расчеты по электрооборудованию. М.: Высшая школа, 1991. 169 с.
References:
1. Mortimer D. Kh. Induktsionnayaplavka: tekhnologiibudushchegosushchestvuyutsegodnya. Elektro-metallurgiya. 2000;10:23-35. [Mortimer D. Kh. Induction melting: the technologies of the future exist today. Electrical Metallurgy. 2000;10:23-35. (in Russ.)]
2. Afonaskin A.V. Rezul'taty pervogo etapa osvoeniya dugovogo plavil'nogo agregata postoyannogo toka novogo pokoleniya na OAO "Kurganmashzavod". Liteinoe proizvodstvo. 2000;11:20-23. [Afonaskin A.V. The results of the first stage of development of the direct current arc melting unit of a new generation at JSC "Kurganmashzavod". Foundry. Technology and equipment. 2000;11:20-23. (in Russ.)]
3. Malinovskii V. S., Dubinskaya F. E. Tekhniko-ekonomicheskie i ekologicheskie aspekty al'terna-tivnykh tekhnologii plavki metalla v dugovykh pechakh. Elektrometallurgiya. 1999;3:8-16. [Malinovskii V. S., Dubinskaya F. E. Technical and economic and environmental aspects of alternative technologies for melting metal in arc furnaces. Electrical Metallurgy. 1999;3:8-16. (in Russ.)]
4. Badalyan N.P., Chashchin E.A. Postroenie matematicheskoi modeli dopustimogo ustanovivshegosya rezhima elektroenergeticheskoi sistemy. Vestnik IGEU. 2012;3:43-47. [Badalyan N.P., Chashchin E.A. Construction of a mathematical model of the permissible steady-state regime of the electric power system. Vestnik IGEU. 2012;3:43-47. (in Russ.)]
5. Badalyan N.P., Kolesnik G.P., Solov'eva S.G. Izmenenie parametrov transformatora prodol'nogo vklyucheniya v skheme prodol'noi kompensatsii. Vestnik NPUA. 2017;2:33-42. [Badalyan N.P., Kolesnik G.P., Solov'eva S.G. Changing the parameters of the series switched transformer in the series compensation circuit. Vestnik NPUA. 2017;2:33-42. (in Russ.)]
6. Kudrin B.I., Mineev A.R. Elektrooborudovanie promyshlennosti. M.: Izdatel'skii tsentr "Akademiya"; 2008. 432 s. [Kudrin B.I., Mineev A.R. Electrical equipment of industry. M.: publishing centre "Akademiya"; 2008. 432 p. (in Russ.)]
7. Afonin A.M. Energosberegayushchie tekhnologii v promyshlennosti. M.: FORRUM: INFRA; 2013. 272 s. [Afonin A.M. Energy-saving technologies in industry. M.: FORRUM: INFRA; 2013. 272 p. (in Russ.)]
8. Burman A.P., Rozanov Yu.K., Shakaryan Yu.G. Upravlenie potokami elektroenergii i povyshenie effektivnosti elektroenergeticheskikh sistem. M.: Izdatel'skii dom MEI; 2012. 336 s. [Burman A.P., Rozanov Yu.K., Shakaryan Yu.G. Managing electricity flows and increasing the efficiency of electric power systems. M.: Publishing House MEI; 2012. 336 p. (in Russ.)]
9. Dantsis Ya.B., Katsevich L.S, Zhilov G.M. Korotkie seti i elektricheskie parametry dugovykh el-ektropechei. M.: Metallurgiya; 1987. 320 s. [Dantsis Ya.B., Katsevich L.S, Zhilov G.M. Low-voltage circuits and electrical parameters of electric arc furnaces. M.: Metallurgiya; 1987. 320 p. (in Russ.)]
10. Gerasimenko A. A., Fedin V.T. Peredacha i raspredelenie elektricheskoi energii. M.: KNORUS; 2012. 648 s. [Gerasimenko A. A., Fedin V.T. Transmission and distribution of electrical energy. M.: KNORUS; 2012. 648 p. (in Russ.)]
11. Serebryakov A.S. Transformatory. M.: Izdatel'skii dom MEI; 2013. 360 s. [Serebryakov A.S. Transformers. M.: Publishing House MEI; 2013. 360 p. (in Russ.)]
12. D'yakov V.I. Tipovye raschety po elektrooborudovaniyu. M.: Vysshaya shkola; 1991. 169 s. [D'yakov V.I. Typical calculations for electrical equipment. M.: Vysshaya shkola; 1991. 169 p. (in Russ.)]
Сведения об авторах.
Бадалян Норайр Петикович - доктор технических наук, доцент, заведующий кафедрой «Электротехника и электроэнергетика».
Колесник Григорий Платонович - кандидат технических наук, доцент, профессор кафедры «Электротехника электроэнергетика».
Соловьева София Георгиевна - магистрант кафедры «Электротехника электроэнергетика».
Чащин Евгений Анатольевич - кандидат технических наук, доцент, заведующий кафедрой «Электротехника».
Information about the authors.
Norayr P.Badalyan - Dr. Sci. (Technical), Assoc. Prof., Department of Electrical engineering and Electric power industry
Grigory P.Kolesnik - Cand. Sci. (Technical), Prof., Department of Electrical engineering and Electric power industry.
Sofia G.Solovyova - Undergraduate Student, Department of Electrical engineering and Electric power industry
Yevgeny A.Chaschin - Cand. Sci. (Technical), Assoc. Prof., Department of Electrical engineering.
Конфликт интересов.
Авторы заявляют об отсутствии конфликта Поступила в редакцию 25.04.2018. Принята в печать 04.06.2018.
Conflict of interest.
The authors declare no conflict of interest. Received 25.04.2018. Accepted for publication 04.06.2018.
