ВЛИЯНИЕ НЕЛИНЕЙНОЙ НАГРУЗКИ НА ОБОРУДОВАНИЕ И РЕЖИМЫ РАБОТЫ СИСТЕМ ЭЛЕКТРОСНАБЖЕНИЯ Текст научной статьи по специальности «Электротехника, электронная техника, информационные технологии»

Попов Денис Игоревич, канд. техн. наук, доцент, popovomsk@,yandex. ru, Россия, Омск, Омский государственный университет путей сообщения

DEVELOPMENT OF A METHODOLOGY FOR CALCULATING THE PARAMETERS OF ELEMENTS OF AN ELECTRICAL COMPLEX FOR TESTING ASYNCHRONOUS

MACHINES

P.S. Sokolov, D.I. Popov

The relevance of infrastructure development for maintenance and repair of asynchronous motors is shown. The analysis of failures of equipment, traction rolling stock for 2021 on the example of the passenger electric locomotive EP20 "Olympus" and the freight locomotive 2TE25A "Vityaz" was carried out. The advantages of the considered scheme of testing engines by the method of mutual loading are noted. An algorithm for calculating the parameters of elements of an electrical complex for testing asynchronous motors by the method of mutual loading is proposed.

Key words: asynchronous motor, tests, electrical complex, mutual load.

Sokolov Pavel Sergeevich, postgraduate, [email protected], Russia, Omsk, Omsk State University of Railway Transport,

Popov Denis Igorevich, candidate of technical sciences, docent, [email protected], Russia, Omsk, Omsk State University of Railway Transport

УДК 621.311.1.018.3

DOI: 10.24412/2071-6168-2022-6-271-282

ВЛИЯНИЕ НЕЛИНЕЙНОЙ НАГРУЗКИ НА ОБОРУДОВАНИЕ И РЕЖИМЫ РАБОТЫ СИСТЕМ ЭЛЕКТРОСНАБЖЕНИЯ

В.А. Сериков, Д.А. Тучнолобова, Е.Р. Бучинская

Выполнен анализ режимов работы систем электроснабжения с нелинейной нагрузкойи линейной нагрузками и конденсаторной батареей. Нелинейная нагрузка подключена к обмотке распределительного трансформатора 10/0,4 кВ, линейная нагрузка и КБ - к шинам 0,4 кВ или 10 кВ, в зависимости от рассматриваемой схемы электроснабжения. Рассмотрены режимы суточного изменения линейной нагрузки и соответствующего регулирования мощности конденсаторной батареи для типовых схем систем электроснабжения промышленных предприятий. Определены мощности конденсаторов, при которых возникают резонансные режимы на канонических гармониках. Показано, что при суточном регулировании мощности конденсаторных батарей, качество напряжения может не соответствовать требованиям показателей качества электроэнергии, а сами конденсаторные установки могут быть перегружены токами высших гармоник.

Ключевые слова: компьютерное моделирование, нелинейная нагрузка, высшие гармоники, качество напряжения, конденсаторная батарея, токовая перегрузка.

Известно, что высшие гармоники, генерируемые вентильными преобразователями, негативно влияют на работу всего оборудования, а особенно на работу конденсаторных батарей [1, 9-12]. Исследованию режимов систем электроснабжения (СЭС)с нелинейной нагрузкой посвящено много работ, в частности [2, 7, 8], в которыхвыбранная

271

высшая гармоника представляется источником тока и анализируется процесс растекания этой гармоники в упрощенной однофазной модели СЭС. Отсутствуют работы, в которых бы рассматривались процессы формирования, изменения по величине и растекания высших гармоник тока в трехфазной модели СЭС с непосредственным источником этих гармоник - вентильным преобразователем.Известны меры подавления высших гармоник. Это, в частности, установка дополнительных реакторов, а из схемных решений - подключение нелинейной нагрузкина отдельную секцию шин [5]

1. Цель работы. Исследование несинусоидальныхрежимовСЭС, в которой источником питания служит система и трансформатор, от которого питаются нелиней-наяи линейная нагрузкис конденсаторной батареей (КБ).Нелинейная нагрузка подключена к обмотке распределительного трансформатора 10/0,4 кВ, линейная нагрузка и КБ - к шинам 0,4 кВ или 10 кВ, в зависимости от рассматриваемой схемы электроснабжения.

Установлено, что при суточном изменениилинейной нагрузки и соответственно мощности КБ не удается избежать резонансных режимов, в которых перегрузки КБ токами высших гармоник оказываются недопустимыми и не выполняются нормативные требования к качеству напряжения[4,10].

2. Модель СЭС.В системах электроснабжения можно выделить 5 основных режимов формирования несинусоидального напряжения [3-10]. Эти режимы связаны с источником гармонического искажения, которым может являться как нелинейная нагрузка, так и гармоники напряжения, приходящие со стороны источника питания и с типом нагрузки (линейная и нелинейная), подключенной к распределительной шине потребителя. Самый распространенный является режим, в котором источник питает линейную и нелинейную нагрузки, при этом со стороны питающего напряжения в сеть потребителя могут протекать высшие гармоники напряжения. Тем самым на показатели качества электроэнергии оказывает влияние как нелинейная нагрузка потребителя, так и сама питающая сеть.

В работах [1-12] рассматриваются режимы работы типовых эквивалентирован-ных СЭС (рис. 7), которые имеют место на предприятиях минерально-сырьевого комплекса. Нелинейная нагрузка - трехфазный мостовой выпрямитель и2, линейная нагрузка мощностью 8, конденсаторная батарея емкостью С, получающие питание через трансформаторы Т от системы напряжением и, В этих схемах учитывается суточное изменение мощности вентильного преобразователя Ра, линейной нагрузки 8 и конденсаторной батареи Qc. В таких СЭС может быть оценен вклад нелинейной нагрузки на показатели качества электроэнергии в узле нагрузки, в зависимости от доли этой нагрузки в суммарной потребляемой мощности и ее влияние на величину искажения напряжения распределительной сети предприятия на сторонах низкого и среднего напряжения. Также можно определить влияние конденсаторных установок на сторонах 0,4 кВ и 6/10 кВ на усиление искажений сетевого тока и напряжения в распределительной сети в следствие возможности появления резонансных контуров между КУ и сетью на частоте одной из гармоник [1-12].

Питающая система С представляет собой трехфазный эквивалентированный источник напряжения с внутренним сопротивлением внешней, по отношению к рассматриваемому узлу нагрузки, сети. В нормальном режиме источник напряжения поддерживает на шинах нагрузки номинальную величину основной гармоники напряжения. Однако, в зависимости от характера внешней сети такое напряжение может содержать и составляющие высших гармоник. Трансформаторы и линейная нагрузка представляет собой активно-индуктивные сопротивления ЬтРт и ЬРъ, нелинейная нагрузка -трехфазный мостовый выпрямитель с сопротивлением нагрузки Ра и сглаживающим дросселем Ьа, конденсаторная батарея - емкости С. В схеме рис,1, а трансформатор Т и в схемах рис, 1, б и в трансформаторы Т2 имеют напряжение 10/0,4 кВ, В схемах рис,1, б и в трансформатор Т1 имеет напряжение 110/10 кВ,

272

п-Ли

ш

-Г" —г

1 т

а б в

Рис. 1. Исследуемые схемы СЭС

Основные элементы систем электроснабжения представлены на рис. 1 представлены в виде математических моделей, которые определяются по следующим выражениям.

Параметры трансформатора без расщепления:

ик Щ

■ ,йт — АРК ■

ик Щ

100 314 • 5т' 1 "к100 5т2' где и - номинальное напряжение трансформатора; и - напряжение короткого замыкания, %; ДРк - потери короткого замыкания.

Параметры трансформатора с расщеплением

Ук

щ

100 314-5-

гдек = 3,5 - коэффициент расщепления. Параметры линейной нагрузки

100 314-5т2' тв

— °,5 • ДРк 77 ;^тн — Д^к 77,

2$ = й5 + = —т-cosф^--т—

/Ст ^т 314^т5'т

smф.

где кт - коэффициент загрузки трансформатора; соБф;« 0,7 - естественный коэффициент мощности линейной нагрузки.

Емкость конденсаторной батареи

314 •О?

Исследования проводились для типового ряда мощностей трансформаторов 610/0,4 кВ (250, 400, ... 2500 кВА) и 110/6-10 кВ (6300, 10000, ... 63000 кВА),

Для обобщенности результатов моделирования все регулируемые мощности представлялись в относительных единицах по отношению к номинальной мощности & трансформатора Т (схема рис. 1, а) или Т1 (схема рис. 1, б и в):

- мощность на стороне нелинейной нагрузки Р*с= Рс/8т;

- мощность линейной нагрузки &*= 8/8т]

- мощность конденсаторной батареи Qc*= Qc/Sт,

Предварительно было установлено, что параметры линейной нагрузки слабо влияют на процессы, поскольку сопротивление нагрузки на порядок больше сопротивления питающего трансформатора.

При моделировании изменялись мощности нелинейной нагрузки Рс, линейной нагрузки 8* и, соответственно, мощность конденсаторной батареи QC с целью поддержания коэффициента мощности линейной нагрузки на уровне 0,92.0,95.

Результаты моделирования. В качестве аппарата исследования был выбран программный комплекс МиШ$т, имеющий интерактивную схемотехническую среду для моделирования и мгновенной визуализации и анализа электрических и электронных схем.

Результаты моделирования с измерением Ки и Кпер приведены на рис. 2 - 5. Зависимости Ки и Кпер от Qс построены при условии, что линейная и нелинейная нагрузки в течение суточного изменения не превышали номинальную мощность 8т питающего трансформатора 8* + Р*с<8т,

Т

С

С

С

Для оценки адекватности результатов компьютерного моделирования было проведено физическое моделирование на лабораторной модели. Определены параметры элементов СЭС физической модели, по которым создана компьютерная модель лабораторной установки.

Трансформатор моделировался тремя фазными источниками напряжения 0,23 кВ, активным сопротивлением Rt = 85мОм и индуктивностью Lt = 1мГн.

Трехжильный медный проводник, передающий электроэнергию от трансформатора до нагрузки, моделировался активным сопротивлением Rл:

Rл = pl/q,

где p— удельное сопротивление медного проводника равное 0,017 Оммм2/м

Сопротивление проводника Rл = 115 мОм.

Линейной нагрузкой трансформатора служили проволочные реостаты и дроссели.

Трехфазный мостовой выпрямитель VS-26MT60 моделировался идеальными диодами D1...D6, работающий на активную нагрузку мощностью 4,5 кВт. Сглаживание пульсаций выпрямленного тока обеспечивалось дросселем с индуктивностью Ld~100 мГн.

Батарея конденсаторов емкостью от 0 ... 320 мкФ ступенчато регулировалась с шагом ступени 10 мкФ, что соответствует реактивной мощности от 0 ... 4 квар.

Компьютерная модель физической установки аналогична схеме компьютерной модели системы электроснабжения 10/0,4 кВ, но с другими параметрами элементов (рис. 2.3). Принято допущение: все активно-инуктивные элементы (трансформаторы, линии, нагрузки) учитываются индуктивностью и активным сопротивлением, рассчитанной по первой гармоники.

В компьютерной модели коэффициент Ku автоматически определялся в программной среде Multisim после разложения в ряд Фурье периодической кривой фазного напряжения на выходе трансформатора.

В физической модели коэффициент Ки и суммарный ток БК измерялся прибором Fluke 43B.

Результаты моделирования приведены на рис. 2 и 3. Пунктирной линией показано допустимые значения коэффициентов Кпер и Ки.

а б

Рис. 2. Зависимость коэффициента перегрузки Кпер от мощности батареи конденсаторов: а — физическая модель, б — компьютерная модель

Просматривается качественное совпадение результатов физического и компьютерного моделирования. Видно, что при мощности конденсаторной батарее Qк*< 0,16 токовая перегрузка КБ высшими гармониками недопустима. При отсутствии БК коэффициент ^ имеет минимальное значение и находится в пределах допустимого (Кu = 6 %). Во всем диапазоне изменения Qк* коэффициент ^ превышает допустимое значение. При увеличении мощности Qк* этот коэффициент имеет общую тенденцию к увеличению с локальными максимумами при резонансах и локальными минимумами в ре-

274

жимах между резонансами. Компьютерная модель дает более высокие значения коэффициента ^ и сильнее выраженные максимумы этого коэффициента при резонансных режимах.

б б 0К'

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. 3. Зависимости коэффициента Ки от мощности конденсаторной батареи а — физическая модель; б — компьютерная модель

На рис. 4 и 5 приведены зависимости относительных величин высших гармоник тока, протекающих через конденсаторы, и коэффициента гармонических составляющих напряжения сети от мощности КБ. Для каждой определенной 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.

В процессе проведения исследований было установлено, что как в компьютерной, так и на физической моделях линейная нагрузка практически не влияла на результаты моделирования.

Рис. 4. Зависимости амплитуд гармоник тока БК (а) и коэффициента гармонических составляющих напряжения сети (Ь) от мощности БК

При Qк* = 0 в кривой напряжения присутствуют характерные скачкообразные искажения, соответствующие интервалам коммутации тока вентилями выпрямителя (рис. 6, а ^ = 6 %). При установке КБ в напряжении появляется колебательная составляющая с частотой канонической гармоники, ближайшей к частоте контура «индуктивность трансформатора - емкость КБ» (рис. 6, б ^ = 11 %). Чем ближе эти частоты, тем больше амплитуда колебательной составляющей и, соответственно, хуже качество напряжения (больше коэффициент Ku).

Токовая перегрузка КБ высшими гармониками в режиме, близком к резонансному, иллюстрируется осциллограммой (рис. 6, в), на которой отчетливо видна резонирующая 7-я гармоника тока с амплитудой, соизмеримой с амплитудой первой (основной) гармоники.

Рис. 5. Зависимости амплитуд гармоник тока БК (а) и коэффициента гармонических составляющих напряжения сети (Ь) от мощности БК

а б в

Рис. 6. Физическая модель: осциллограммы напряжения при Qк = 0 (а) и при Qк*= 0,055 (б) и осциллограмма тока в КБ при Qк*= 0,13 (в)

Для оценки влияния резонансных явлений на величины высших гармоник в компьютерной и физической модели были сняты зависимости амплитуд этих гармоник от величины мощности Qк*. Результаты приведены на рис. 7.

В межрезонансных режимах амплитуды высших гармоник меньше значений 1п* = 1/п, причем чем выше номер гармоники, тем заметнее это отличие (см. табл. 1). Физическая модель подтвердила наличие «провалов» гармоник тока в резонансных режимах. В частности, в табл. 1 приведены амплитуды высших гармоник при Qк* = 0,05 (резонанс на 11-й гармонике) и при Qк* = 0,1 (межрезонансный режим между 7-й и 11-й гармоникой).

Таблица 1

Амплитуд высших гармоник тока выпрямителя в физической модели

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 0,136 0,084 0,07 0,05 0,043

1п* при Qк* = 0,15 0,15 0,084 0,014 0,006 0,018 0,021

Физическая модель

1п* при Qк* = 0,1 0,19 0,12 0,065 0,06 0,03 0,027

1п* при Qк* = 0,05 0,18 0,11 0,045 0,04 0,01 0,005

На рис. 8 приведены осциллограммы начальной стадии положительной полуволны фазного тока, снятые на физической модели при отсутствии Q к , а также при значениях этой мощности, отвечающих межрезонансному и резонансному режимам.

По осциллограммам (рис. 3.28) видно, что интервал у коммутации тока вентилями выпрямителя меняется в достаточно широких пределах (у = 400.1000), тем самым количественно изменяя гармонический состав фазного тока.

Рис. 7. Зависимости амплитуд гармоник выпрямителя от мощности конденсаторной батареи: а — физическая модель; б — компьютерная модель

а б в

Рис. 8. Осциллограммы фазного тока на входе выпрямителя в физической модели: а — Qk = 0; у» 780 мкс; б — QK* = 0,11 (между резонансами на 7 и 11-й гармониках); у»470 мкс; в — Qk*= 0,04 (резонанс на 13-й гармонике); у» 850 мкс

Появившаяся в интервале коммутации высокочастотная (единицы килогерц) колебательная составляющая (осциллограммы б и в) обусловлена индуктивностями кабелей от шин 0,23 кВ до выпрямителя и КБ. Затухание этой колебательной составляющей обусловлено активным сопротивлением упомянутых кабелей.

Следует отметить, что в СЭС напряжением до 1000 В сопротивления кабельных связей между трансформатором, выпрямителем и КБ заметно влияют на форму тока на входе выпрямителя в интервале коммутации его вентилей.

Рассмотрена физическая модель, в которой было увеличено активное сопротивления цепи трансформатора на 0,1 Ом. При изменении емкости батарее в диапазоне 0 ... 320 мкФ определялся гармонический состав фазного тока через конденсатор и фазного напряжения сети и оценивались коэффициенты Кпер и Ku %.

Результаты моделирования показали, что на всем диапазоне регулирования батарее гармоники тока, напряжения и рассматриваемые коэффициенты меньше значений, полученных в режимах без дополнительного активного сопротивления. Однако рассматриваемые гармоники и коэффициенты до и после включения активного сопротивления отличаются друг от друга в диапазоне 2 ... 7%. Что находится в пределах инженерной точности.

При оценке коэффициента Ки % для некоторых значений емкости конденсаторов выявлено отличие значений Ки %при включении активного сопротивления более чем на 10%. Величины гармоник фазного тока конденсаторов, гармоник фазного напряжения и коэффициенты Кпер и Ки % для этих емкостей батарее при отсутствии и включении дополнительного активного сопротивления приведены в табл. 2.

Из табл. 2 видно, что отличие коэффициента Ки % связано с изменением амплитуд гармоник тока батарее и напряжения сети. Например, при емкости батарее 84 мкФ, при которой возникает резонанс на 11-й гармонике, 11-я гармоника напряжения уменьшается с 0,067 до 0,033 (в 2 раза), в тоже время 13-я гармоника напряжения увеличивается с 0,047 до 0,062 (в 1,3 раза).

Изменение амплитуд гармоник при увеличении активного сопротивления связано с изменением АЧХ и ФЧХ резонансного контура. На рис. 9 показаны АЧХ и ФЧХ контура при резонансе на 11-й гармонике без дополнительного сопротивления (а): Z = 59,6 Ом и с дополнительным сопротивлением (б): Z = 40,10м.

Таблица 2

Влияние дополнительного сопротивления на гармоники фазного тока конденсаторов и фазного напряжения сети

Без дополнительного сопротивления

Ск, мкФ ¡п кб, о.е. К пер ип, о.е. Ки %

п = 5 п = 7 п = 11 п = 13 п = 17 п = 19 п = 5 п = 7 п = 11 п = 13 п = 17 п = 19

9 0,211 0,175 0,309 0,361 0,263 0,358 1,69 0,046 0,024 0,031 0,027 0,020 0,018 8,2

84 0,217 0,327 0,495 0,743 0,116 0,038 1,41 0,047 0,051 0,067 0,047 0,003 0,003 10,8

93 0,236 0,364 0,470 0,611 0,128 0,050 1,35 0,047 0,057 0,066 0,040 0,003 0,003 10,7

102 0,252 0,364 0,477 0,538 0,130 0,057 1,33 0,048 0,058 0,064 0,032 0,004 0,003 10,5

111 0,260 0,379 0,452 0,451 0,127 0,066 1,29 0,053 0,059 0,062 0,026 0,005 0,004 10,6

120 0,265 0,397 0,436 0,402 0,128 0,077 1,28 0,055 0,063 0,058 0,023 0,007 0,004 10,5

138 0,283 0,485 0,402 0,341 0,123 0,093 1,30 0,061 0,072 0,049 0,020 0,007 0,004 11

168 0,329 0,615 0,297 0,262 0,093 0,098 1,30 0,072 0,087 0,034 0,015 0,006 0,003 12

292 0,433 0,561 0,139 0,071 0,033 0,012 1,24 0,102 0,061 0,010 0,006 0,001 0,001 11,8

310 0,431 0,551 0,129 0,068 0,031 0,015 1,23 0,098 0,057 0,009 0,007 0,001 0,001 11,3

С дополнительным сопротивлением И = 0,1 Ом

Ск, мкФ ¡п кб, о.е. К пер ип, о.е. Ки %

п = 5 п = 7 п = 11 п = 13 п = 17 п = 19 п = 5 п = 7 п = 11 п = 13 п = 17 п = 19

9 0,176 0,177 0,244 0,358 0,227 0,319 1,56 0,041 0,028 0,022 0,029 0,014 0,019 7,4

84 0,223 0,309 0,394 0,718 0,091 0,063 1,36 0,046 0,046 0,033 0,062 0,006 0,003 9,5

93 0,226 0,320 0,404 0,601 0,098 0,056 1,31 0,048 0,049 0,034 0,049 0,006 0,003 9,0

102 0,246 0,363 0,359 0,494 0,113 0,068 1,27 0,049 0,052 0,030 0,042 0,007 0,003 9,0

111 0,251 0,388 0,340 0,429 0,117 0,072 1,25 0,053 0,057 0,029 0,036 0,007 0,004 9,1

120 0,272 0,429 0,304 0,376 0,112 0,075 1,24 0,056 0,061 0,026 0,031 0,006 0,004 9,3

138 0,277 0,476 0,293 0,321 0,109 0,079 1,24 0,056 0,069 0,027 0,027 0,006 0,004 9,7

168 0,315 0,597 0,218 0,213 0,074 0,060 1,25 0,060 0,088 0,020 0,018 0,005 0,004 11,0

292 0,361 0,537 0,122 0,082 0,042 0,034 1,20 0,073 0,080 0,011 0,005 0,001 0,000 10,9

310 0,358 0,489 0,122 0,085 0,044 0,039 1,18 0,072 0,071 0,012 0,006 0,002 0,002 10,1

Из табл. 2 видно, что отличие коэффициента Ки % связано с изменением амплитуд гармоник тока батарее и напряжения сети. Например, при емкости батарее 84 мкФ, при которой возникает резонанс на 11-й гармонике, 11-я гармоника напряжения уменьшается с 0,067 до 0,033 (в 2 раза), в тоже время 13-я гармоника напряжения увеличивается с 0,047 до 0,062 (в 1,3 раза).

Изменение амплитуд гармоник при увеличении активного сопротивления связано с изменением АЧХ и ФЧХ резонансного контура. На рис. 9 показаны АЧХ и ФЧХ контура при резонансе на 11-й гармонике без дополнительного сопротивления (а): Z = 59,6 Ом и с дополнительным сопротивлением (б): Z = 40,10м.

Видно, что при увеличении активного сопротивления уменьшается сопротивление контура Z на резонансной частоте и увеличивается ширина полосы пропускания контура. Поэтому в физической модели сопротивление Z при резонансе на частоте 11-й гармоники уменьшилосьво столько же раз, во сколько увеличилось активное сопротивление цепи трансформатора, а сопротивление на частоте 13-й гармоники могло стать больше, чем в режиме при отсутствии дополнительного сопротивления из-за увеличения ширины полосы пропускания контура, что и привело к увеличению 13-й гармоники напряжения.

Характеристическое сопротивление контура р = л] 10_3/83 -10"6 « 3,47, а отношение параметров трансформатора L/R = 0,012. В случае, если в цепи трансформатора не учитывать сопротивление соединительного трехжильного проводника, то добротность контура будет равна Q=3,47/85•10"3 ~ 40. В случаи учета сопротивления соединительного проводника 0,12 Ом (сопротивление соизмеримое с Rт) и дополнительного сопротивления 0,1 Ом общее сопротивление цепи трансформатора будет равно 3Rт, добротность контура также уменьшиться в 3 раза и составш^ ~ 13> 1. Следовательно, ам-

плитуда тока контура в режиме резонанса будет превышать амплитуду источника тока в 13 раз. После введения дополнительного сопротивления, как и при отсутствии дополнительного сопротивления будут иметь место резонансные явления.

60 „ 50

I

п 40

»20 Е

Impedance

Impedance

X. 550

У 59.64

400 600

Frequency (Hz)

400 800

Frequency (Hz)

a

. /Г

t

V __

X. 550 Y. 40.1

400 600

Frequency (Hz)

100

50

( _ \

■50 \

V

100

400 eoo

Frequency (Hz)

б

Рис. 9. АЧХ и ФЧХ контура при резонансе на 11-й гармонике: а — без дополнительного сопротивления; б — с дополнительным сопротивлением

Я = 0,1 Ом

Таким образом, введение в цепь трансформатора физической модели дополнительного активного сопротивления 0,1 Ом не оказывает существенного влияния на резонансные явления. Гармоники тока и напряжения, коэффициенты Кпер и ^ % до и после включения активного сопротивления отличаются друг от друга в пределах 2 ... 7%, за исключением показанных в таблице режимов.

В результате моделирования установлено, что влияние активного сопротивления в цепи трансформатора на коэффициенты Кпер и ^ % определяется главным образом соотношением параметров L/R. Чем больше значение L/R, чем меньше активное сопротивление влияет на резонансные явления.

В качестве примера приведем следующие соотношения:

- для физической модели: L/R = 0,012 иQ ~ 40;

- для трансформатора 1000 кВА: L/R = 0,017 иQ ~ 48,5;

- для трансформатора 110/10 кВ мощностью 10000 кВА: L/R = 0,055 и Q ~ 180

[19].

Как показано в работе, учет активных сопротивлений в цепи трансформатора для СЭС напряжением до 1 кВ обуславливает более точные значения коэффициентов Кпер и ^ %, тогда как для СЭС с трансформаторами 110/10 кВ такой учет практически не влияет на результаты расчетов. [19].

Следует отметить, что в СЭС физической модели суммарное активное сопротивление соединительных проводов, контактных соединений, автоматического выключателя может быть больше активного сопротивления трансформатора, тогда как для трансформатора 1000 кВА и более такая ситуация практически невозможна.

Заключение. На основе компьютерного моделирования в программном комплексе Multisim получены основные количественные соотношения для гармонических токов в трехфазной модели системы электроснабжения с линейной и нелинейной (трехфазный мостовой выпрямитель) нагрузками и конденсаторной батареей.

В резонансных и близких к ним режимах:

- оценены возможные перегрузки конденсаторных батарей;

279

- показано, что качество напряжения питающей сети не соответствует требованиям ГОСТ;

- установлено, что в интервале коммутации тока вентилями появляются апериодическая и колебательная составляющие, а величины гармоник тока, генерируемых нелинейной нагрузкой, существенно уменьшаются по сравнению с режимами отсутствия резонанса.

Для оценки адекватности результатов компьютерного моделирования было проведено физическое моделирование несинусоидальных режимов на 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.

Показано, что:

- включение конденсаторов в системе электроснабжения с нелинейной нагрузкой ухудшает качество напряжения сети;

- при суточном регулировании мощности конденсаторной батареи практически не удается избежать токовой перегрузки конденсаторов от высших гармоник.

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. Абрамович Б.Н., Устинов Д.А., Сычев Ю.А., Шклярский А.Я. Методы компенсации провалов и искажений напряжения в электрических сетях нефтедобывающих предприятий // Нефтяное хозяйство, 2014. Т. 8. С. 110-112.

2. Жежеленко И.В. Высшие гармоники в системах электроснабжения пром-предприятий. М.: Энергоатомиздат, 2000. 160 с.

3. Костин В.Н. Электроэнергетические системы и сети: учебное пособие. СПб.: Троицкий мост, 2015. 304 с.

4. Костин В.Н., Сериков В.А. Компьютерное моделирование режимов работы систем электроснабжения с нелинейной нагрузкой // Научно-технические ведомости СПбПУ. Естественные и инженерные науки. 2019. Т. 25, № 1. С. 19-29.

5. Фишман В.С. Качество электроэнергии в руках проектировщика // Новости электротехники, №3(27), 2004. С. 45 - 47.

6. Шишкин С. Защитные антирезонансные дроссели низковольтных конденсаторных батарей // Силовая электроника. 2007. №4. С. 16 - 20.

7. Шклярский Я.Э., Скамьин А.Н. Способы уменьшения влияния высших гармоник на работу электрооборудования // Записки Горного института, 2011. Т. 189. С. 121-124.

8. Шклярский Я.Э., Скамьин А.Н. Проблемы высших гармоник в сетях промышленных предприятий // Електротехшка i електромехашка. 2013. № 1. С. 6971.

9. Abramovich B.N., Sychev Yu.A. Problems of ensuring energy security for enterprises from the mineral resources sector // Journal of Mininig Institute. 2016. №217. С. 132139.

10. Kostin V.N., Serikov V.A., Sherstennikova I.A. Higher harmonics and limiting thereof in power supply systems of different voltages // IOP Conference Series: Earth and Environmental Science, 2019. V.378, 012051.

11. Skamyin A.N., Baburin S.V. Algorithm for Selecting Cross-Capacitive Compensation Device Parameters with High Harmonics // Accounted For. International Journal of Applied Engineering Research. 2017. №12 (6). P. 1049-1053.

12. 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(3). P. 032-043.

Сериков Владимир Александрович, аспирант, [email protected], Россия, Санкт-Петербург, Санкт-Петербургский горный университет,

Тучнолобова Дария Алексеевна, студент, s195035@stud. spmi. ru, Россия, Санкт-Петербург, Санкт-Петербургский горный университет,

Бучинская Екатерина Романовна, студент, s195035@stud. spmi. ru, Россия, Санкт-Петербург, Санкт-Петербургский горный университет

INFLUENCE OF NON-LINEAR LOAD ON EQUIPMENT AND OPERATING MODES OF

POWER SUPPLY SYSTEMS

V.A. Serikov, D.A. Tuchnolobova, E.R Buchinskaya

An analysis of the operating modes of power supply systems with non-linear loads and linear loads and a capacitor bank is carried out. The non-linear load is connected to the winding of the 10/0.4 kV distribution transformer, the linear load and the CB are connected to the 0.4 kV or 10 kV buses, depending on the considered power supply scheme. The modes of daily change of the linear load and the corresponding regulation of the power of the capacitor bank for typical schemes of power supply systems of industrial enterprises are considered. Capacitor powers are determined at which resonant modes arise at canonical harmonics. It is shown that with daily regulation of the power of capacitor banks, the voltage quality may not meet the requirements of power quality indicators, and the capacitor units themselves may be overloaded with higher harmonic currents.

Key words: computer simulation, nonlinear load, higher harmonics, voltage quality, capacitor bank, current overload.

Serikov Vladimir Aleksandrovich, postgraduate, serikov. va@bk. ru, Russia, St. Petersburg, St. Petersburg Mining University,

Tuchnolobova Dariya Alekseevna, student, s195035@stud. spmi. ru, Russia, St. Petersburg, St. Petersburg Mining University,

Buchinskaya Ekaterina Romanovna, student, s195035@stud. spmi. ru, Russia, St. Petersburg, St. Petersburg Mining University