Introducere……………………………………………………………………………………………………….
CUPRINS
Introducere……………………………………………………………………………………………………….
CAPITOLUL 1. PRINCIPII DE FUNCȚIONARE ALE SURSELOR STAȚIONARE DE PUTERE REACTIVĂ……………………………………………………
Sursele de bază și consumatorii de putere reactivă……………………………………
Efectele pozitive și negative la compensărea puterii reactive……………………..
Particularitățile principiilor de funcționare a compensatoarelor statice………..
Principiul de funcționare a convertorului de tensiune……………………….
Compensatorul static paralel…………………………………………………………
Regulatorul de putere serie-paralel…………………………………………………
Compensatorul static serie…………………………………………………………….
Compensatorul paralel de putere activ-reactivă………………………………..
Compararea eficacității surselor statice de compensare……………………..
Domeniile de aplicare a compensatoarelor statice cu tiristoare…………………..
CAPITOLUL 2. SCHEMELE DE BAZĂ LA REALIZAREA SISTEMELOR STAȚIONARE DE COMPENSARE ȘI APARIȚIA PROCESELOR ELECTROMAGNETICE……………………………………………………………………………
2.1. Schemele fundamentale a compensatoarelor statice cu tiristoare……………….
2.2. Compensatoare statice cu tiristoare pentru sarcină nesimetrică și
nesinusoidală………………………………………………………………………………………………..
2.3. Calitatea energiei electrice în urma compensarea puterii reactive………………
2.3.1. Armonicile curentului generate de CST la compensarea indirectă……….
2.3.2. Armonicile la dirijarea simetrică a CST……………………………………………
2.3.3. Armonicile la dirijarea nesimetrică a CST………………………………………..
2.3.4. Metodele de limitare a CST…………………………………………………………….
2.4. Analiza proceselor electromagnetice în sursele statice de putere reactivă……
CAPITOLUL 3. SISTEME DE COMANDĂ ALE SURSELOR STATICE DE COMPENSARE…………………………………………………………………………………………..
3.1. Schema de comandă a convertorului pe bază de tiristoare cu structură modificată……………………………………………………………………………………………
3.2. Sistemul de comandă cu chei-tiristoare al compensatorului de putere
reactivă…………………………………………………………………………………………………….
3.3. Sistemul automat de comandă a compensatorului static cu tiristoare………….
3.4. Determinarea parametrilor optimali al sistemului de comandă…………………..
CAPITOLUL 4. ANALIZA REGIMURILOR DE TENSIUNE ÎN SISTEMUL ENERGETIC AL R. M. UTILIZAREA SURSELOR DE COMPENSARE A PUTERII REACTIVE PENTRU NORMALIZAREA TENSIUNII ÎN
NODURILE DE CONSUM…………………………………………………………………………..
4.1. Influența variațiilor de tensiune asupra consumatorilor……………………………..
4.2. Metode și mijloace de reglare a tensiuni………………………………………………….
4.3. Modificarea caracteristicilor graficelor de putere reactivă la instalarea
surselor de compensare………………………………………………………………………………..
CAPITOLUL 5. ASPECTE DE ECONOMIE ȘI MANAGEMENT………………
5.1. Analiza metodelor de formare a tarifelor pentru energia reactivă
consumată………………………………………………………………………………………………..
5.2. Particularitățile regulilor pieței energiei electrice…………………………………….
CAPITOLUL 6. PROTECȚIA MUNCII ȘI A MEDIULUI AMBIANT…
6.1 Securitatea electrică la exploatarea bateriilor de condensatoare…………………
6.2. Cerințele standardelor de stat ale condensatoarelor………………………………….
6.3. Schemele de conexiune a bateriilor de condensatoare……………………………..
6.4. Calculul rezistențelor de descărcare a condensatoarelor până la tensiunea minimală 50 V…………………………………………………………………………………………
Concluzii……………………………………………………………………………………………………
Bibliografie…………………………………………………………………………………………………
ANEXA A Rezultatele calculelor la sarcina nulă…………………………………
ANEXA B Rezultatele calculelor la sarcina P = 100 MW………………………..
ANEXA C Rezultatele calculelor la sarcina P = 200 MW………………………..
ANEXA D Rezultatele calculelor la sarcina P = 300 MW…………………………
ANEXA E Rezultatele calculelor după compensare (P = 100 MW)……………………
ANEXA F Rezultatele calculelor după compensare (P = 200 MW)……………………
ANEXA G Rezultatele calculelor după compensare (P = 300 MW)………………
=== Adnotatie ===
ADNOTAȚIE
În proiectul dat este analizată alegerea surselor de compensare a puterii reactive și determinarea locurilor optime de amplasare în sistemul electroenergetic al Republicii Moldova. S-au studiat pe larg principiile de funcționare sistemele de comandă și schemele de bază la realizarea sistemelor staționare de compensare. A fost efectuat calculul pentru analiza regimurilor de tensiune în sistemul energetic și utilizarea surselor de compensare a puterii reactive pentru normalizarea tensiunii în nodurile de consum.
La partea economică au fost examinate metodele de formare a tarifelor pentru energia reactivă consumată. De asemenea, la partea protecției muncii și a mediului ambiant s-a efectuat calculul rezistențelor de descărcare a condensatoarelor până la tensiunea minimală 50 V și s-au examinat cerințele standardelor de stat a condensatoarelor.
În lucrare au mai fost introduse și analizate un șir de scheme care sunt mai sigure și mai fiabile în funcționare.
ANNOTATION
La question du choix des sources de compensation de la puissance réactive a été traitée dans ce projet de fin d´étude. Aussi on a étudie l´emplacement optimal de ces sources dans le système énergétique de Moldova, les principes de fonctionnement, les systèmes de commande et les schémas de réalisation des systèmes stationnaires de compensation. On a été effectuer le calcul pour l´analyse des régimes de tension dans le système énergétique de Moldova et l´utilisation des sources de compensation des puissances réactives pour la normalisation de la tension dans les nœuds de consommation.
Les méthodes de détermination des tarifs pour l´énergie réactive consommée out été étudies dans la partie économique. Le calcul des résistances de déchargement des condensateurs jusqu´a la tension minimale 50 V a été effectue dans la partie de la protection du travail et de l´environnement. On a examine les exigences du standard imposes aux condensateurs.
Des schémas des compensateurs qui sont plus fiables et surs en fonctionnement out étés étudies dans ce project.
ANEXA A
Rezultatele calculelor la sarcina nulă
ANEXA B
Rezultatele calculelor la sarcina P = 100 MW
ANEXA C
Rezultatele calculelor la sarcina P = 200 MW
ANEXA D
Rezultatele calculelor la sarcina P = 300 MW
ANEXA E
Rezultatele calculelor după compensare (P = 100 MW)
ANEXA F
Rezultatele calculelor după compensare (P = 200 MW)
ANEXA I
Rezultatele calculelor după compensare (P = 300 MW)
=== Capitolul 1 ===
PRINCIPII DE FUNCȚIONARE A SURSELOR STAȚIONARE DE PUTERE REACTIVĂ
Sursele de bază și consumatorii de putere reactivă.
În prezent drept surse de putere reactivă în sistemele energetice se folosesc generatoarele din centrale, compensatoarele sincrone și condensatoarele statice care asigură și reglează bilanțul puterilor reactive în sistem. În fază de experimentare sunt instalațiile statice reglabile care permit reglajul lent al puterii reactive cu o viteză mult mai mare decât la compensatoarele sincrone.
Puterile reactive ale generatoarelor sincrone din centralele electrice sunt condiționate de factorul de putere nominal al generatorului. Cu cît factorul de putere nominal al generatorului scade, cu atât crește puterea reactivă pe care o poate furniza generatorul, dar totodată acesta se scumpește din cauza creșterii dimensiunii conductoarelor statorului și a sistemului de excitație. De aceea, din punct de vedere tehnico-economic, este avantajos un factor de putere relativ scăzut (cos φ = 0,8) la generatoarele din centralele locale de termoficare – care furnizează putere reactivă consumatorilor din apropierea centralei (poate fi vorba și de o rețea urbană). În ceea ce privește centralele de putere care debitează printr-o rețea de înaltă sau foarte înaltă tensiune, nu este avantajoasă utilizarea generatorului cu cos φ scăzut, adică capabile să furnizeze o putere reactivă mare, deoarece circulația acestei puteri prin rețea provoacă pierderi mari de putere activă (necesitând totodată supradimensionarea liniilor și transformatoarelor). Argumentul fundamental pentru adoptarea unui factor de putere scăzut în centralele îndepărtate îl constituie considerente de altă natură și anume al stabilității sistemului. Din studiile existente în prezent rezultă că puterile reactive din centralele îndepărtate trebuie să satisfacă necesarul de putere reactivă pentru serviciile interne proprii, consumul local, și puterile reactive economic rentabile a fi transmise prin linii. Pentru sistemul nostru se consideră avantajos un factor de putere la capătul dinspre centrală al liniilor, din motive de reglare a tensiunii, de 0,95 – 0,96 la liniile de 220 kV, iar cele de 400 kV între 0,96 și 0,99.
Din punct de vedere al stabilității se consideră că este suficient ca generatorul să debiteze putere reactivă pentru serviciile interne, transformatoarele ridicătoare și jumătate din puterea reactivă necesară liniilor de transport. Chiar dacă puterea reactivă a generatorului este mai mare, din motive de stabilitate, ea este absorbită de regulă în bobine de reactanță montate special în stația centralei și deci această putere reactivă suplimentară nu contribuie la acoperirea necesarului de putere reactivă a sistemului.
În ceea ce privește compensatoarele sincrone, care sunt niște motoare sincrone proiectate să funcționeze în gol (fără cuplu rezistent la arbore), să absoarbă din rețea o putere activă de valoare mică, necesară acoperirii pierderilor de mers în gol, și care pot genera sau consuma putere reactivă în funcție de valoarea curentului de excitație, se recomandă a fi montate numai în stații terminale sau intermediare ale sistemului cu tensiunea de 220 ÷ 400 kV, cu deficit de putere reactivă, având puteri de peste 30 MVar.
Avantajele compensatoarelor sincrone sunt: reglarea continuă a puterii reactive generate sau absorbite cu ajutorul curentului de excitație; posibilitatea funcționării atât ca generator, cît și ca receptor de putere reactivă; contribuie la menținerea stabilității sistemului, având un efect autoreglator pozitiv (scăderea tensiunii duce la creșterea puterii reactive furnizate).
O serie de dezavantaje limitează însă folosirea pe scară largă a compensatoarelor sincrone, spre exemplu: pierderile au valori ridicate, pierderile procentuale fiind mai mari la mașinile de putere mică; cheltuielile de exploatare ridicate și creșterea costului unității de putere reactivă odată cu scăderea puterii nominale a mașinii au arătat că folosirea compensatoarelor sincrone de mică putere nu se justifică economic. Pentru puteri mai mici se dovedește economică folosirea surselor de compensare statice (analizate în capitolele ce urmează).
În sistemele electroenergetice dezvoltate, bateriile de condensatoare montate în derivație formează o sursă principală de compensare a puterii reactive. Elementele unei baterii de condensatoare trifazate se conectează în stea sau în triunghi.
Bateriile de condensatoare se recomandă a fi montate în stațiile de 110 kV precum și la consumatori pe partea de medie sau joasă tensiune.
În prezent, din cauza factorului de putere scăzut al rețelelor de distribuție urbană (0,8 – 0,9), din unele studii rezultă oportună amplasarea bateriilor de condensatoare chiar în posturile de transformare ale rețelelor de distribuție urbană.
Sursele statice de compensare (analizate în capitolele ce urmează)se pot realiza prin asocierea bateriilor de condensatoare cu bobine de reactanță reglabile, și pot funcționa atât în regim capacitiv, cît și în regim inductiv (fig. 1.1.). Asemenea instalații au deci o comportare similară compensatoarelor sincrone pe care le pot înlocui.
Puterea reactivă furnizată sau absorbită de instalație se reglează în trepte sau continuu. În ultimul caz reglarea bobinei se realizează cu ajutorul unei înfășurări de premagnetizare în curent continuu sau cu ajutorul unei scheme de comandă cu tiristoare. Se obține o astfel de reglare rapidă care poate satisface consumatori cu șocuri de putere reactivă.
Se deosebesc următoarele tipuri de surse:
instalații condensatoare, comutate cu întrerupătoare sau cu ventilatoare-tiristoare paralel în opoziție;
grupa tiristoare reactoare;
instalații de filtrare-compensare;
compensatoare statice cu tiristoare;
convertizoare semiconductoare cu comutație artificială sau obișnuită.
Consumatorii de bază a puterii reactive sunt: motoare asincrone, transformatoare, reactoare de limitare a curenților, cuptoare cu arc electric și inductive, agregate electrice de sudat, instalații de iluminat cu lămpi cu gaze.
Motoare asincrone consumă mai mult de 50 % din toată energia electrică utilizată, și 60 – 65% din puterea reactivă.
Puterea reactivă Qg, consumată de motor în caz general este egală cu:
, (1.1)
unde Q0 – puterea consumată de motorul asincron la mers în gol; Qd – puterea reactivă de dispersie, determinată de sarcina nominală a motorului; – coeficientul de încărcare al motorului; P – sarcina motorului în momentul inițial; Pn – puterea nominală a motorului.
Puterea reactivă Q0 se determină după relația:
, (1.2)
unde Un – tensiunea nominală a rețelei; I0 – curentul de mers în gol al motorului, aproximativ egal cu cel de magnetizare; μ – permeabilitatea magnetică a conductorului; c – coeficient, ce depinde numărul perechilor de poluri, frecvență, construcția înfășurărilor motorului; f – frecvența rețelei; V – volumul conductorului.
Din relația anterioară rezultă că, puterea reactivă Q0 crește odată cu mărirea tensiunii rețelei, volumului conductorului, frecvenței, și de asemenea la micșorarea permeabilității magnetice (adică la mărirea jocului dintre stator și rotor).
Puterea reactivă a regimului de mers în gol este destul de însemnată, ea alcătuiește la sarcina nominală a motorului (0,6 – 0,8)Qg.
Măsurile de bază pentru micșorarea puterii reactive consumate de către motoare, sunt: instalarea limitatoarelor regimului de mers în gol la durata perioadei dintre operațiuni mai mare de 10 s; înlocuirea motoarelor încărcate puțin (la β ≤ 0,45) de putere mare cu motoare de putere mai mică; conectarea înfășurărilor motoarelor din triunghi în stea (în dispozitivele de acționare a aparatelor la β ≤ 0,25 – 0,4); înlocuirea motoarelor asincrone cu cele sincrone; automatizarea dispozitivului de acționare ș.a.
Transformatoarele de putere consumă până la 20 – 25% din toată puterea reactivă produsă. Puterea reactivă totală, consumată de transformator la orice sarcină, se determină după relația:
(1.3)
unde – puterea reactivă a transformatorului la regim de mers în gol; – puterea, utilizată la crearea fluxurilor de dispersie la sarcina nominală a transformatorului; I%, Usc% – curentul de mers în gol, respectiv, tensiunea de scurtcircuit a transformatorului (se prezintă în catalog); Sn – puterea nominală a transformatorului; – coeficientul de încărcare a transformatorului; I2, I2n – curentul înfășurării secundare la sarcina inițială și curentul secundar nominal al transformatorului.
Pentru micșorarea consumului de către transformatoare a puterii reactive pot fi realizare următoarele măsuri: aplatizarea graficelor sarcinilor electrice; înlocuirea transformatoarelor „încărcate sistematic” cu cele de putere mai mică; micșorarea mărimii puterii reactive tranzitate de transformator la partea de joasă tensiune; efectuarea reparațiilor calitative și la timp a transformatoarelor; automatizarea lor.
Cuptoarele cu arc electric sunt consumatori mari de putere reactivă. Mărimea rezistenței inductive a circuitului cuptorului se determină prin necesitatea limitării curenților de scurtcircuit în perioada de topire a metalului, și deasemenea din condiția stabilității arderii arcului de curent alternativ. Rezistența inductivă totală a circuitului de alimentare a cuptorului se determină ca rezistențele inductive ale transformatorului cuptorului, rețelei scurte și droselului de limitare a curenților. Micșorarea consumului de putere reactivă cu cuptoarele cu arc electric se realizează din contul reducerii duratei de topire a metalului; aplatizarea graficului de sarcină a grupelor de cuptoare electrice; mărirea în limite admisibile a încărcării cuptoarelor electrice; micșorarea rezistenței inductive a rețelei scurte; repartizarea uniformă a sarcinii cuptoarelor pe faze ș.a.
La liniile electrice de transport, puterea reactivă consumată a liniilor de curent alternativ, se determină conform relației:
(1.4)
Această putere se utilizează pentru crearea câmpului electromagnetic în jurul conductoarelor.
Efectele pozitive și negative la compensarea puterii reactive și eficacitatea reglării ei.
Livrarea puterii reactive în rețea cauzează apariția unor efecte negative.
Apar pierderi suplimentare de putere și energie în rețea. La livrarea puterii active P și reactive Q în elementele rețelei (linii, transformatoare, reactoare ș. A.) au loc pierderi de putere activă:
(1.5)
și putere reactivă
(1.6)
unde – pierderile, condiționate la livrarea P; – pierderile, cauzate la livrarea Q; – rezistențele elementelor rețelei.
În așa mod, necătînd la aceea că, la producerea puterii reactive nu se consumă putere reactivă, la livrarea Q în punctul de consum apar pierderi de putere și energie în toate elementele rețelei.
Se măresc pierderile de tensiune în elementele rețelei.
Pierderile de tensiune pentru linia trifazată se determină după relația:
(1.7)
Se mărește secțiunea liniei, puterea transformatoarelor și puterea generatoarelor centralelor electrice.
Consum exagerat de metale neferoase la linii și transformatoare.
Efectele pozitive în urma compensării puterii reactive.
Prin compensarea puterii reactive se înțelege generarea suplimentară de putere reactivă în locurile de consum ale ei. Eficacitatea compensației puterii reactive rezultă din următoarele condiții.
Se micșorează pierderile de putere activă, reactivă și de energie electrică în toate elementele sistemului de alimentare cu energie electrică. La instalarea surselor de putere reactivă cu puterea Qc la sfârșitul liniei (fig. 1.2) ΔP, ΔQ se micșorează corespunzător:
(1.8)
Crește tensiunea cu mărimea Ec datorită scăderii pierderilor de tensiune:
(1.9)
Se mărește conductibilitatea de trecere (după puterea activă) a tuturor elementelor sistemului de alimentare cu energie electrică.
Scade consumul metalelor neferoase. La proiectarea rețelelor din contul compensării puterii reactive există posibilitatea de micșorat secțiunea linilor, numărul și puterea transformatoarelor.
Din cele relatate mai sus putem face următoarele concluzii:
spre deosebire de puterea activă, puterea reactivă se poate genera în orice loc al rețelei electrice;
puterea reactivă, generată la centralele electrice, de regulă nu este suficientă pentru acoperirea tuturor sarcinilor reactive. Însă, chiar la generarea suficientă a puterii reactive la centrale livrarea ei în rețea este limitată, în primul rând din cauza creșterii pierderilor de tensiune;
livrarea puterii reactive pe distanțe mari poate să nu fie economic rezonabilă, deoarece duce la înrăutățirea indicatorilor tehnico-economici ai rețelei;
instalarea surselor de compensare duce la un șir de efecte pozitive, analizate mai sus;
generarea puterii reactive în unele cazuri este atât de necesară ca și consumul. Aceasta se referă la capacitatea liniei. Generarea de către ele a puterii reactive deseori se îndeplinește în acele locuri care nu sunt necesare, în urma cărora este nevoie de utilizat consumatorii corespunzători de putere reactivă (reactoarele);
imposibilitatea livrării puterii reactive în rețea deseori duce la apariția deficitului de putere reactive cu scăderea nivelului de tensiune în părțile corespunzătoare ale rețelei, în timp ce în celelalte noduri puterea reactivă dată nu este consumată totalmente;
legătura dinte regimul de tensiune și balansul puterii reactive duce la aceea, că reglarea și normalizarea regimurilor de tensiune este posibilă numai la existența rezervei de putere reactivă în partea corespunzătoare a rețelei;
problema compensării puterii reactive în rețeaua electrică se împarte în două părți legate reciproc:
asigurarea cerințelor tehnice, adică rezervei necesare de putere reactivă în diferite noduri ale rețelei;
alegerea optimală a surselor de compensare a puterii reactive reieșind din condiția minimului de cheltuieli pe sistemul de alimentare cu energie electrică.
Particularitățile principiilor de funcționare a compensatoarelor statice
Principiu de funcționare a convertorului de tensiune
Schema cu o punte a convertorului de tensiune (CT) este prezentată în figura 1.3 Sistemul de comandă a convertorului asigură durata stării conductibile a fiecărui braț, egală cu 180º (axele 1,2,3 în figura 1.3,b).
Fig. 1.3 Schema și regimurile de funcționare CT.
Impulsurile de comandă apar pe tiristoarele de blocare VS peste 60º în ordinea de succesiune 1-2-3-4-5-6. La o așa comandă pe clemele A, B, C se formează tensiunea de formă dreptunghiulară UAB, UBC, UCA (axele 4,5,6 în figura 1.3,b), prima armonică a tensiunii de fază va fi egală cu:
, (1.10)
unde tensiunea constantă a sursei de tensiune.
La conectarea în paralel a convertoarelor de tensiune prin transformatorului T1 la barele stației de transformare, schema echivalentă (figura 1.3,c) dă posibilitatea de determinat caracteristicile convertorului. Schimbând unghiul de comandă β a tiristoarelor de blocare și respectiv amplasarea fazorială a vectorilor Uc în corespundere cu vectorul rețelei U1, și de asemenea valoarea Uc în urma reglării Ud, se poarte de obținut regimurile de funcționare de redresare (figura 1.3,d), invertor (figura 1.3,e) și de compensare (β = 0) ale convertorului cu rotirea vectorului curentului de fază în diapazonul 0 ÷ 360º. În acest caz corelațiile de bază, ce determină regimul de funcționare a convertizorului, capătă forma:
(1.11)
Puterea activă și reactivă se poate de obținut, evidențiind în figura 1.3,d,e componenta activă și reactivă a curentului de fază, într-o formă mai simplă:
(1.12)
Convertizorul dat se utilizează ca un element de bază la alcătuirea diferitor procedee tehnice pentru dirijarea regimurilor liniilor de transport a energiei electrice, denumite în publicațiile străine FACTS (Flexible AC Transmission Systems – sisteme flexibile de transmisie a curentului alternativ). Prin comanda flexibilă cu regimurile de funcționare a liniilor de transport se înțelege posibilitatea schimbării puterii active transmise pe linie, și de asemenea puterii reactive concomitente din contul acționării asupra valorii tensiunilor, rezistenței totale și unghiului de transport a energiei. În acest caz se rezolvă un șir de întrebări, cum sunt:
menținerea nivelului necesar a tensiunii în linii;
asigurarea limitelor ridicate ale stabilității statice (aperiodice și de variație) și dinamice, și respectiv capacității înalte de tranzitare a liniei de transport;
amortizarea oscilațiilor electromecanice și electromagnetice în sistemul de transmitere;
preîntâmpinarea și reprimarea autoexcitării și autopornirii generatoarelor.
Compensatorul static paralel.
Deci convertizorul static de tensiune conectat paralel la bare poate să indeplinească funcția de compensator a puterii reactive, denumit în practica țărilor străine Statcom.
După cum rezultă din studierea regimurilor de funcționare a CT (figura 1.3), regimul de funcționare a compensatorului se caracterizează prin unghiul de comandă β = 0. pe lângă aceasta în expresia (1.12) , iar , adică valoarea și semnul puterii reactive se determină ca diferența dintre tensiunea rețelei și a convertorului, care se reglează la schimbarea tensiunii Ud. În schemele reale (figura 1.4) în calitate de sursă continuă de tensiune se utilizează bateria de condensatoare Cd, în care tensiunea se schimbă prin modificarea de scurtă durată a convertorului în regim de redresare sau invertare, în rezultatul căreia curentul id apare componenta continuă, care încarcă sau descarcă bateria până la tensiunea necesară. Menționăm, că în CST tradiționale se efectuează schimbul de energie electromagnetică între rețea și elementele reactive (condensatoare și reactoare), ceea ce necesită egalitatea puterii elementelor sale și puterii de compensare.
Fig. 1.4 Schema Statcomului.
În CT și Statcom comutatorul tiristoric efectuează schimbul de putere reactivă între faze ceea ce duce la scăderea esențială a puterii instalate la reactoare și la partea condensatoare. În așa mod, puterea reactoarelor alcătuiește 15 – 20 %, iar a condensatoarelor aproximativ 10% din puterea compensatorului. În curentul rețelei a CT cu o punte se conțin armonicile, scurte 6k ± 1, printre care cele mai mari sunt armonicile a 5-a și a 7-a. Înlăturarea lor se realizează prin mai multe căi:
alcătuirea schemelor cu 12 faze (2 convertoare) sau cu 24 de faze (4 convertizoare) cu mai multe punți, în care convertizorul se conectează paralel la capacitatea Cd;
elaborarea convertoarelor cu multe niveluri, forma tensiunii cărora corespunde schemei cu 12 faze (fig. 1.5);
introducerea modelării largi prin impulsuri (MLI) în sistemul de comandă, care după un algoritm special efectuează două conectări suplimentare ale tiristoarelor de închidere, formând astfel o ruptură în treptele tensiunii de fază.
Schema tiristorului de închidere cu alimentare prin cablu de frecvență înaltă este prezentată în figura 1.5. Este posibilă construcția tiristorului a cărui blocuri de comandă a celulelor se alimentează de la tensiunea de forță pe diodă (fig. 1.7). Acționarea rapidă a Statcomului se ilustrează prin oscilograma de trecere a compensatorului real cu o punte din regimul de generare în regimul de consum a puterii reactive 1.8. Durabilitatea trecerii alcătuiește mai puțin de 20 ms.
Fig. 1.5. Convertizor cu multe nivele.
Fig. 1.6. Schema tiristorului de blocare.
Fig. 1.7. Alimentarea blocurilor de comandă.
La începutul anilor ’80 a fost elaborată baza științifico-metodică de calcul a parametrilor elementelor Statcomului, și de asemenea a fost alcătuit un model experimental cu puterea 1,7 Mvar la tensiunea 10 kV. Cercetările experimentale efectuate asupra acestui dispozitiv au confirmat eficacitatea înaltă a acestei clase de convertoare la utilizarea în calitatea de compensator a puterii reactive.
Lucrările în această direcție sau petrecut și se aplică în SUA și Japonia. Centrul tehnico-științific al corporației Westinghouse Electric cu colaborarea institutului EPRI și companiei energetice TVA, a studiat și elaborat instalația industrial-experimentală Statcom. Instalația a fost introdusă în exploatare în noiembrie 1995 la stația de transformare Sullivan în Tennessee Valley Authority (TVA).
Fig. 1.8. Oscilograma procesului tranzitoriu a Statcomului.
Statcom conține opt convertoare paralele cu puterea de 12,5 Mvar fiecare, care formează schema cu 48 impulsuri, ceea ce permite de obținut, practic, forma sinusoidală a tensiunii trifazate a compensatorului. Puterea totală a compensatorului ± 100 Mvar, diapazonul de reglare 200 Mvar. Statcomul prin transformator 5,1/161 kV este conectat la barele de 161 kV a stației de transformare. Tensiunea nominală de redresare pe condensatorul convertoarelor, conectate la el în paralel, alcătuiește 6,6 kV.
Fiecare tiristor al invertorului este alcătuit din 5 modelatoare cuplate în ordinea corespunzătoare – unul din ele este în surplus. Închiderea automată a tiristoarelor se efectuează în așa fel, ca să se asigure distribuirea uniformă a tensiunilor între tiristoare. Tiristoarele posedă tensiune nominală 4500 V și curentul 4000 A (maximul curentului de deconectare) și se răcesc cu apă. Numărul total de tiristoare este 200. Suprafața totală ocupată de instalație are dimensiunile 30×16 m.
Stația de transformare Sullivan este amplasată la periferia regiunii energetice, ce deservește TVA, și are legături destul de slabe cu sistemul rețelei de 500 kV. Barale de 500 kV a stației de transformare sunt conectate cu barele de 161 kV prin transformatorul cu puterea 1200 MVA. Stația de asemenea este alimentată de 4 linii de 161 kV. În perioada sarcinilor minime se observă creșterea tensiunii pe barele 500 kV din cauza puterii de încărcare a rețelei, iar în perioada sarcinilor maxime tensiunea pe barele de 161 kV scade. Statcomul instalat la stația de transformare asigură diapazonul necesar de reglare a puterii reactive. Înlăturarea variațiilor de tensiune cu ajutorul Statcomului a permis reducerea esențială a numărului de comutări a dispozitivelor RTS pe transformatoarele de 500 kV, ceea ce a redus esențial și defectarea lor. Pentru lărgirea diapazonului de măsurare a puterii reactive, la Statcom suplimentar este conectată o baterie de condensatoare de 84 Mvar, care se dirijează cu ajutorul întrerupătorului sistemului de reglare.
Regulatorul de putere serie-paralel
Următorul exemplu de aplicare al convertorului de tensiune este prezentat în fig. 1.9,a – două complecte care sunt cuplate paralel la partea de tensiune continuă. În acest caz, convertorul CT1 se conectează la linie (barele SA) în paralel, iar tensiunea alternativă de ieșire a convertorului CT2 prin transformatorul T2 se conectează în serie la linie, formând astfel un vector succesiv suplimentar al tensiunii , valoarea și faza ρ a căruia se schimbă cu ajutorul sistemelor de comandă a CT1 și CT2 în limite largi , în raport cu tensiunea de sincronizare U1 (fig. 1.9,c). Elementul intermediar de curent continuu format de convertoarele CT1 și CT2 este mai redus în comparație cu puterea transmisă prin linie și poate să dirijeze cu regimurile de funcționare ale liniilor de transport a energiei electrice.
La efectuarea calculelor se utilizează schema simplificată a liniei, care unește două sisteme energetice de putere infinită. Pentru comoditatea efectuării calculelor, tensiunile la începutul și sfârșitul liniei se consideră aceleași și invariabile după amplitudine (U1=U2=const) în tot diapazonul de măsurare a regimurilor de funcționare a liniilor.
Fig. 1.9. Schema reglatorului de putere complex.
Unghiul de fază δ între vectorii U1 și U2 se schimbă de la zero până la 90º. Amplitudinea maximală dată este ΔU=0,5U1. Pierderile active și puterea de încărcare a liniilor nu se iau în considerație. Convertizorul de tensiune CT1 funcționează cu puterea reactivă nulă (QCT1=0).
Luând în considerație schema echivalentă din figura 1.9,b, și de asemenea diagrama vectorială a tensiunilor și curenților din figura 1.9,c și utilizând metoda de suprapunere, curentul în linie se determină ca:
, (1.13)
unde vectorul curentului cu amplitudinea ΔU/Xl, ce rămâne în urmă de vectorul corespunzător ΔU cu 90º; vectorul curentului cu amplitudinea U12/Xl, ce rămâne în urmă de vectorul U12 de asemenea cu 90º.
Curentul liniei, se scurge prin trei surse în serie de tensiune, creează în ele puterile active și reactive, pe care nu este greu de determinat, proiectând componentele curentului liniei ΔI și I12 pe vectorii corespunzători ai tensiunii la existența curenților și puterilor active și pe vectorii ortogonali față de ei la existența curenților și puterilor reactive pentru valorile relative U1=U2=1; ΔU=0,5; Xl =1 vom obține următoarele relații ale puterii active și reactive:
sursa 1 (puterile la începutul liniei)
(1.14)
sursa 2 (puterile la sfârșitul liniei)
(1.15)
sursă suplimentară (puterile convertorului CT2)
(1.16)
Menționăm, că sursa suplimentară ΔU consumă puterea activă necesară PΔ din sistemul electric 1 prin convertoarele CT1 și CT2. De aceea, luând în considerație, că , iar , puterile pentru sistemul electric 1 se determină ca:
(1.17)
Corectitudinea relațiilor obținute se confirmă prin balansul puterilor active și reactive. În afară de aceasta, la absența sursei suplimentare (ΔU=0) expresiile creează dependențele cunoscute ale puterii active transmise prin linii și puterii reactive consumate la sfârșitul liniei față de unghiul de transmisie:
(1.18)
sau în mărimi absolute:
(1.19)
În figura 1.10 sunt prezentate caracteristicile de reglare a liniei de comandă în coordonatele P – Q, construite cu ajutorul relației (1.14) – (1.17).
Fig. 1.10. Caracteristicile de reglare a liniei de comandă.
Domeniile de reglare, când unghiurile de transmisie sunt cuprinse între limitele δ=0÷90º, se redau printr-o circumferință cu centrul ce se determină cu relația (1.18), și cu raza, egală cu amplitudinea ΔU=0,5. Circumferința P1 – Q1 când unghiurile δ > 0 se transformă în elipsă, iar când δ=90º se transformă într-o linie dreaptă. Centrul circumferinței PΔ – QΔ are coordonatele [0;0,25], iar raza sin(δ/2). Pe grafice este arătată direcția de creștere a unghiului ρ de la 0 până la 360º. Analitic ceasta se confirmă prin transformarea expresiilor (1.14) – (1.16), în expresiile de tipul:
(1.20)
Urmează de menționat, că atunci când ρ = ±90º (vectorul ±ΔUDFR din fig.1.9,c) obținem regimul, echivalent funcționării dispozitivului fazo-rotativ (DFR). În cazul când ρ este același, schimbarea amplitudinii ΔUDFR în limitele ± 0,5÷(-0,5) va duce la schimbarea suplimentară a unghiului δ cu +27÷(-27º) și la schimbarea corespunzătoare a puterii transmise.
Dacă ρ va primi valoarea, egală cu (90-δ/2), atunci vom obține regimul (figura 1.9,c), echivalent funcționării dispozitivului de reglare a compensării de durată a liniei (DCD), la care introducerea corespunzătoare a rezistenței capacitive în linie va duce la creșterea puterii transmise prin linie.
Relația (1.18) în coordonatele P – Q va căpăta forma:
, (1.21)
de unde rezultă că limitele de reglare a DFR prezintă din sine o parte a circumferinței cu centrul [Q=1, P=0] și raza R=1 (curba 4, fig. 1.10,b).
Diapazonul de reglare a DCD (curba 3, fig. 1.10,d) se determină printr-o porțiune a unei linii drepte, amplasată între circumferințele cu raza R=1 (linia necompensată, corba 1 fig. 1.10,d) și R=1,5 cu centrul [Q=1,5; P=0] (linia compensată până la P=1,5, curba 2, fig. 1.10,d).
În așa fel regimurile de funcționare a DFR și DCD sunt evenimente particulare regimurilor de funcționare mai mult decât a dispozitivului în întregime – sursei de comandă a tensiunii (SCT), vectorul căreia poate să se schimbe după amplitudinea de la 0 până la ΔU, și după fază de la 0 până la 360º.
Din analiza caracteristicilor energetice obținute și compararea lor rezultă, că cel mai efectiv mod de reglare a fluxului de putere în linii este sursa de comandă a tensiunii, atât după valoarea puterii active transmise, cât și după valoarea diapazonului de reglare cu posibilitatea obținerii puterilor reactive optimale la sfârșitul liniei.
În caz general, când amplitudinii ΔU poate să i se atribuie orice valoarea, egală în unități relative cu , în relațiile (1.14), (1.15), (1.17) și (1.20) este necesar de înlocuit 0,5 cu , iar relațiile (1.16) și (1.20) vor căpăta forma:
(1.22)
Distribuirea curentului de linie între tiristoarele închise VS și diodele inverse VD ale convertorului CT2 este prezentată pe axa a 7-ea (vezi fig. 1.3,b). Curentul Id2 la partea de tensiune continuă se determină ca:
(1.23)
Evident, că un astfel de curent va fi necesar de la CT1, funcționarea căruia este analizată în capitolul 1.3.2. Luând în considerație că Id1=Id2, vom obține legătura între CT1 și CT2 în forma:
(1.24)
În așa fel, odată cu schimbarea unghiului de comandă β1 a primului convertor se poate de reglat tensiunea Ud și respectiv amplitudinea ΔU, și de asemenea de asigurat trecerea puterii active în sursa de tensiune ΔU. Valoarea puterii reactive, necesară pentru compensarea paralelă la începutul liniei (QCT1), se stabilește schimbând bornele înfășurării transformatorului T1 (vezi fid 1.9,a) sau introducând MLI în sistemul de comandă a convertoarelor. Mărirea puterii de încadrare a curentului continuu și micșorarea armonicilor superioare ale curentului se efectuează, după cum sa menționat mai sus prin utilizarea schemelor convertoarelor cu multe punți.
Pentru prima dată în practica mondială un astfel de regulator cu puterea 160 Mvar a fost elaborat în SAU în statul Kentukki pentru liniile de transport a energiei electrice de 138 kV, în scopul sporirii capacității de trecere a liniei date și stabilirii fluxului de putere, indicat în acordul de cumpărare-vânzare a energiei electrice. Convertorul paralel CT1 (vezi fig. 1.9,a) conform schemei Statcom a fost pus în funcționare pentru reglarea tensiunii în anul 1997. În prezent se elaborează lucrări în legătură cu introducerea convertorului serie CT2 pentru realizarea schemei depline a regulatorului. La baza convertoarelor stau tiristoarele închise cu tensiunea repetată 4500 V și curentul de închidere 4000 A. Tiristoarele-GTO și dioda inversă cuplată cu el, circuitele de amortizare și elementele de răcire sunt incluse într-o construcție denumită modulator-GTO. Câteva modelatoare cuplate în serie alcătuiesc tiristorul. Patru tiristoare, instalate pe o construcție orizontală, formează faza convertorului. Modulatorul-GTO are un program cu circuit de comandă și electronică suplimentară pentru controlul și protecția fazei invertorului, care este conectată la sistemul central de comandă, legat la potențialul pământului, cu ajutorul conductoarelor optice de lumină.
Problema de bază la construirea tiristoarelor constă în asigurarea împărțirii uniforme a tensiunii pe tiristoarele-GTO serie atât în regimurile instalate, cît și în cele tranzitorii. Tiristoarele-GTO se caracterizează prin întârziere la conectare și dispersia încărcăturilor acumulate în urma deconectării. Electronica instalată ia în considerație specificul tiristoarelor individuale și compensează semnalele de comandă în așa mod ca toate tiristoarele consecutive să se conecteze în același timp.
În afară de aceasta, în SUA se petrec lucrări legate de proiectarea și elaborarea regulatorului de putere paralel-serie mult mai puternic pentru legătura între sistemele de 500 kV între statele Arizona și Karolina de Sud. Lucrări în acest domeniu se activează și în țările europene (Franța, Italia, Anglia, Suedia).
Compensatorul static serie.
După cum rezultă din fig. 1.9,c, la unghiul a sursei de comandă a tensiunii (SCT), când vectorul tensiunii suplimentare ΔUDCD se află în fază cu vectorul de bază a liniei U12, se asigură regimul compensării de durată a liniei de transport. Pentru aceste regim relațiile de bază obținute în capitolul 1.3.3 vor căpăta forma:
(1.25)
unde P1, Q1, P2, Q2 – puterile active și reactive la sfârșitul liniei; PΔ, QΔ – puterea activă și reactivă a SCT; Ql – puterea reactivă a liniei; ΔU – tensiunea SCT, u.r. când U=1; puterea limită de bază; U – tensiunea de linie la începutul și sfârșitul liniei electrice; Xl – rezistența inductivă a liniei.
Din aceste expresii se vede, că compensarea de durată a liniei nu necesită transmiterea puterii active (PΔ=0) în convertorul consecutiv conectat. De aceea convertorul CT1 (vezi fig. 1.9,a) nu este necesar, ceea ce simplifică schema compensării.
Fig. 1.11. Caracteristicile liniei de comandă cu compensator în serie.
În calitate de exemplu vom examina linia de transport de 500 kV cu lungimea de 730 km, din două părți câte 365 km. Puterea de încărcare a liniei se determină aproximativ ca Compensarea totală a puterii de încărcare se efectuează cu patru reactoare șuntate de comandă (RȘC) de 500 kV cu puterea 180 Mvar fiecare. Aprecierea preliminară arată, că la puterea naturală a liniei 900 MW (δ=45º), puterea limită alcătuiește aproximativ 1300 MW. Mărirea în continuare a puterii tranzitate când unghiul δ=45º poate să fie obținută prin conectarea în linie a compensatorului consecutiv (SCT), tensiunea căruia este:
, (1.25)
ceea ce va schimba puterea livrată de la 900 până la 1400 MW la puterea compensatorului egală cu Q=600Mvar (fig. 1.11). Luând în considerație schimbarea polarității ΔU de la +0,4 până la -0,4 și valorii tensiunii în aceste limite, se poate de reglat puterea tranzitată de la 1400 până la 440 MW și invers, asigurând comanda liniei în diapazonul 960 MW. În figura 1.12,a este prezentată o parte a liniei cu SCT. Din punctul de vedere al optimizării nivelurilor de tensiune dea lungul liniei întregi, este rațională instalarea instalației SCT pe SA intermediare în punctul 2, adică la mijlocul liniei electrice de transport. În caz de refuz a reglării puterii în partea micșorării valorii naturale, în schema compensării îndelungate se poate de introdus o baterie de condensatoare (BC) nereglabilă de jumate de putere, micșorând astfel puterea SCT de două ori (fig. 1.12).
Fig. 1.12. Schema liniei de comandă.
RȘC ce fac parte din componența liniei, îndeplinesc funcția de reglarea tensiunii la măsurarea puterii tranzitate până la valoarea reală, și de asemenea realizează stingerea arcului electric în pauza reanclanșării automate rapide monofazate (RARM) și reduc supratensiunile de comutație.
Ca a soluție alternativă pentru calculul tehnic examinat poate să fie schema DCD de comandă a tiristoarelor obișnuite (fig. 1.12,c), alcătuită (schema) din baterii de condensatoare și în plus, la ea este conectată în paralel gripa tiristoare-reactoare cu reglare lentă. O astfel de instalație a fost pusă în exploatare în anul 1990 de compania energetică „American Electric Power” la stația de transformare Kanawha River din SUA.
În anul 1992 compania „Siemens” a instalat la stația de transformare Kayenta din Arizona (uniunea energetică „Western Area Power Administration”) un bloc mono-modular de compensare de durată cu comanda cu tiritoare pe linia electrică aeriană 230 kV de lungimea 320 km. Instalația compensării de durată este situată aproximativ li mijlocul liniei. Utilizarea ei a permis de mărit puterea injectată în linie de la 300 până la 400 MW, la aceasta este atinsă limita de încălzire a sarcinii liniei. Timpul de răscumpărare a instalației a alcătuit 4 ani. Instalația este compusă din 2 baterii de condensatoare obișnuite de lungă durată la tensiunea de 230 kV cu puterea nominală 165 Mvar și rezistența fazică 55Ω. Una din baterii este împărțită în două secții consecutive câte 40 și 15Ω fiecare. Paralel la secția cu rezistența cu 15Ω este conectată grupa tiristoare-reactoare, cu ajutorul căreia se efectuează reglarea lentă a rezistenței rezultante a compensării de durată.
În același an în uniunea energetică „Bonneville Power Administration” a fost introdus în exploatare sistemul multimodular a compensării de durată, dirijat cu ajutorul tiristoarelor, la stația de transformare Slatt (linia de 500 kV Slatt – Bacly). Curentul nominal al liniei – 2900 A, curentul de supraîncărcare timp de 30 minute – 4350 A, timp de 10 s – 5800 A. Puterea injectată este 2500 MW. Valoarea maximală a curentului ce trece prin instalație la un scurtcircuit trifazat este 20,3 kA, valoarea maximală a curentului prin tiristoare este 60 kA. Această instalație până în zilele de astăzi este una dintre cele mai puternice din lume. Ea constă din 6 modulatoare conectate consecutiv, ce prezintă din sine conexiunea paralelă a bateriilor de condensatoare, limitatorului de supratensiuni, și tiristorelor conectate opus cu reactoare de limitare a curenților. Reglarea este în trepte. Rezistența capacitivă nominală este 8Ω, ceea ce corespunde puterii reactive de 202 Mvar. Rezistența capacitivă maximală este 24Ω. Funcționarea cu rezistența 12Ω poate să continue 30 min, iar cu rezistența 10Ω – 10 s. Reacția instalației la acționările de comandă se află în limitele unei perioade a frecvenței de lucru. În instalație sunt utilizate tiristoare speciale cu diametrul 100 mm, elaborate de compania „General Electric”, SUA. Încercările efectuate la stația de transformare Slatt au arătat, că în afară de funcțiile de bază ale compensării de durată sistemul înlătură efectul de rezonanță și amortizează oscilațiile puterii injectate în linie.
Compararea a două soluții tehnice (fig. 1.12,a și c)a compensării de durată de comandă arată, că prima are mai multe avantaje deoarece permite crearea tensiunii reglabile, independent de curentul liniei, atât în diapazonul capacitiv, cît și în cel inductiv. Aceasta dă posibilitatea de a amortiza mai eficient oscilațiile puterii în procesele tranzitorii, de distribuit puterea injectată prin secțiune între legăturile șuntate și să posede un diapazon de reglare ceva mai larg pentru dirijarea puterii injectate. În afară de aceasta, aparatajul tiristoric în primul caz se află legat la potențialul pământului după transformator, ceea ce simplifică procesul de exploatare.
Compensatorul paralel de putere activ-reactivă
Utilizarea frânării limitate și amortizării variațiilor rotoarelor generatoarelor a stației de transmisie cu ajutorul acumulatoarelor de energiei electrică acționează pozitiv asupra stabilității dinamice a sistemului în întregime. Există două tipuri de acumulatoare de energie electrică:
pe baza reactorului supraconductor, în care energia acumulată în inductivitate poate să fie transmisă în rețea sau absorbită din rețea cu ajutorul convertorului de curent, conectat paralel la rețea sau la linie;
pe baza bateriei de condensatoare sau sursei de tensiune, energia cărora se transmite în rețea sau se absoarbe din rețea cu ajutorul convertorului de tensiune (analogic Statcomului cu baterie puternică sau sursa suplimentară de tensiune). În acest caz este rațional de utilizat acumulator de energie electrică pentru compensarea puterii reactive și reglării tensiunii în punctul de conexiune, transformându-l în așa fel într-un compensator de putere activ-reactivă (CPAR). Însă folosirea energiei dispuse a cumulatorului nu întotdeauna este optimală. De exemplu, la instalarea CPAR în mijlocul liniei impulsurile limitate de energie se vor distribui pe ambele părți ale liniei și astfel vor acționa asupra generatoarelor, atât a sistemului electric de transmisie cât și a sistemului electric de absorbție, influențând foarte puțin mișcarea reciprocă a vectorilor de tensiune. De aceea într-un șir de cazuri este necesară reglarea direcțională specială a CPAR după doi parametri (ΔP și Q) pentru mărirea eficacității utilizării lui pe linia electrică de transport. Teoretic , prezența CPAR în mijlocul liniei de transport la stabilizarea tensiunii în punctul conectării după amplitudine și fază, împarte linia în două părți (schema Bauma), în felul acesta dând posibilitate de a dirija cu puterea livrată și a mări limitele sale. Însă de la CPAR se cere o putere considerabilă, ceea ce reduce eficacitatea dirijării transversale a regimului de funcționare a liniilor electrice de transport.
Compararea eficacității surselor statice de compensare
Informația expusă mai sus și analiza lucrărilor publicate, dau posibilitatea de efectuat o evaluare prealabilă a domeniilor și eficacității aplicării surselor statice de compensare pentru reglarea tensiunii, măririi stabilității și amortizării variațiilor de putere, atît în liniile de transport a energiei electrice cît și în rețeaua complet buclată a sistemului energetic, care sunt sistematizate în tabelul 1.1.
Tabelul 1.1
Eficacitatea surselor statice de compensare.
Remarcă :
„–” – absența influenței; „+” – influență slabă; „++” – influență medie; „+++” – influență puternică.
Abrevieri: CST – compensator static cu tiristoare de putere reactivă; Statcom – compensator static bazat pe convertorul de tensiune; CPAR – compensator paralel de putere activ-reactivă; BCCDT – bateria de condensatoare consecutivă dirijată cu tiristoare; CC – compensator consecutiv bazat pe convertor de tensiune; RPPC – regulator de putere paralel consecutiv bazat pe două convertoare de tensiune.
Din analiza tabelului rezultă, că trecerea de la reglarea transversală (paralelă la cea longitudinală), forțează comanda liniei de transport după puterea activă și îmbunătățește stabilitatea dinamică a livrării. Cele mai mari posibilități tehnice le are regulatorul de putere paralel-consecutiv care îndeplinește funcția de comandă longitudinală, tranversală și de fază. În concluzie subliniem că la alegerea tipului concret de surse statice pentru aplicarea în liniile de transport a energiei electrice cu scopul acordării, lor a noilor particularități flexibile, trebuie de luat în considerație următoarele criterii de apreciere a eficacității lor:
menținerea nivelului necesar de tensiuni în punctele date ale liniei (la începutul, sfârșitul și la SA intermediare) în regimurile de funcționare stabilite și tranzitorii;
asigurarea limitelor necesare a puterii active tranzitate în liniile de transport și puterilor reactive minimale ale sistemului de transmisie și de absorbție în regimurile stabilite;
asigurarea diapazonului de comandă a puterii active injectate în liniile de transport;
influența asupra distribuției puterii active între liniile paralele ale diferitor nivele de tensiune;
corespunderea nivelurilor de tensiune față de valorile normative dea lungul liniilor de transport;
asigurarea stabilității funcționării transportului de energie electrică și reglării dispozitivelor la schimbările mici ale parametrilor regimului și puterilor de tranziție limitate;
asigurarea stabilității funcționării transportului de energie electrică și reglării dispozitivelor la procesele dinamice de calul pentru valorile limită ale puterii tranzitate obținute în regimurile date;
asigurarea gradului de amortizare a oscilațiilor electromagnetice și electromecanice după procesele dinamice în tot diapazonul de schimbare a puterii tranzitate.
Compararea economică a diferitor variante se efectuează pe baza efectelor tehnice suplimentare obținute (mărirea capacității de tranzit a liniilor de transport, amortizarea variațiilor, refuzul construirii noilor linii de transport) din considerentul costului utilajului dispozitivelor de reglate și tranzitării în general.
Domeniile de aplicare a compensatoarelor statice cu tiristoare.
Compensatorul static cu tiristoare (CST) – este un dispozitiv static multifuncțional, care asigură schimbarea lentă sau treptată a puterii reactive consumate sau emise de către aparat pe barele racordării lui în corespundere cu regula indicată.
Compensatoarele statice cu tiristoare au găsit o aplicare largă în electroenergetică. Domeniile de aplicare ale CST sunt:
compensare puterii reactive și a armonicilor superioare ale curentului de sarcină a întreprinderilor metalurgice, în special la cuptoarele cu arc electric pentru topirea oțelului, la aparatele de laminat cu mecanism tiristoric de acționare și alte sarcini analogice, stabilizarea tensiunii pe bare și menținerea valorii date a coeficientului de putere a acestor sarcini;
stabilizarea tensiunii și limitarea supratensiunilor cvasistaționare și de comutație în liniile electrice de curent alternativ, ceea ce asigură mărirea stabilității liniei;
menținerea tensiunii pe barele de conexiune a liniilor electrice aeriene de curent continuu la sistemele electrice pentru îmbunătățirea funcționării liniilor electrice de transport de curent continuu, mărirea stabilității stației de transformare, micșorarea acționării reciproce a liniilor electrice de transport de curent continuu și sistemelor electrice;
micșorarea oscilațiilor de tensiune, cauzate de acționarea sarcinilor variabil- rapide;
simetrizarea curenților și tensiunilor în rețeaua cu sarcina nesimetrică pe faze;
reducerea nivelului armonicilor superioare în rețea;
asigurarea condițiilor de stingere rapidă a curentului de însoțire a scurtcircuitului în pauza reanclanșării automate rapide monofazate pe liniile electrice aeriene de înaltă tensiune și supratensiune.
În afară de domeniile sus numite sunt posibile și alte domenii de aplicare a CST, mai cu seamă în acele cazuri când este nevoie de un compensator de putere reactivă cu acționare rapidă.
În caz general CST asigură compensarea scăderii calității energiei electrice când este prezentă sarcina nestaționară sau nesinusoidală și soluționează problemele legate de îmbinarea electromagnetică a acestei sarcini la sistemul electric de alimentare.
=== Capitolul 2 ===
SCHEMELE DE BAZĂ LA REALIZAREA SISTEMELOR STAȚIONARE DE COMPENSARE ȘI APARIȚIA PROCESELOR ELECTROMAGNETICE
Schemele fundamentale a compensatoarelor statice cu tiristoare
În timpul de față se cunosc o mulțime de diferite scheme ale CST, ce se deosebesc între ele prin tipul acumulatorului de energie, frecvenței de schimb a energiei electrice între rețea și acumulator, prin schemele de comutare a elementelor și metodele de conducere a lor. Însă o aplicare mai largă în practică au primit dispozitivele, ce conțin reactoare și baterii de condensatoare, care asigură schimbul regulat de energie cu rețeaua cu ajutorul tiristoarelor conectare paralel în opoziție. Aceste scheme a CST pot fi clasificate în trei grupe:
schema compensării directe;
schema compensării indirecte;
schema combinată;
Compensatorul static cu tiristoare cu schema compensării directe este compus din câteva baterii de condensatoare (secții), care se racordează la rețea cu ajutorul cheilor tiristoare – tiristoarelor conectate paralel în opoziție (fig. 2.1,a).
Fig. 2.1. Schema principială a CST compensare directă și curbele de tensiune și curent.
În continuare o astfel de conexiune – o baterie de condensatoare și două tiristoare conectate paralel în opoziție – se vor numi fază-tiristoare condensatoare (FTC). Câteva FTC unite în triunghi sau stea le vom numi grupă tiristoare-condensatoare (GTC). Puterea reactivă, generată de un astfel de CST, se determină ca numărul secțiilor conectate și, respectiv, se poate schimba treptat de la zero până la valoarea maximală (la conectarea tuturor secțiilor).
Datorită acționării rapide la un nivel înalt a tiristoarelor, condensatoarele se racordează la rețea și se declanșează strict în momentele de timp determinate și mai favorabile la care componenta curentului alternativ de conectare în circuit este minimă sau practic lipsește. Pentru condensatorul neîncărcat un astfel de moment este momentul de trecere a tensiunii rețelei prin zero. În acest mod, curentul în timpul procesului de trecere nu poate depăși amplitudinea curentului stabilit a condensatorului mai mult de două ori. Un moment mai favorabil de deconectare a condensatoarelor este momentul trecerii evidente a curentului prin zero. În regimul stabilit tensiunea pe condensator în acest moment este egală cu valoarea amplitudinii tensiunii rețelei și datorită și datorită pierderilor mici în condensator această tensiune se păstrează neschimbată un timp oarecare. Cel mai favorabil moment de conectare pentru un condensator încărcat este momentul în care tensiunea rețelei se egalează cu tensiunea pe condensator, ceea ce coincide cu momentul în care tensiunea rețelei obține valoarea amplitudinii sale. Astfel procesul de trecere practic lipsește și curentul nu se deosebește de valoarea stabilită (fig. 2.1,b).
Elementul reglabil de bază a CST cu schema compensării indirecte este însuși reactorul, prin care curentul se reglează cu tiristoarele conectate paralel în opoziție (fig. 2.2,a). În continuare o astfel de conexiune – reactorul și două tiristoare conectate paralel în opoziție – se va numi fază tiristoare-reactoare (FTR). Trei faze tiristoare-reactoare, conectate în triunghi
Fig. 2.2. Schema principială a CST compensare indirectă și curbele de tensiune și curent.
sau stea, se vor numi grupa tiristoare-reactoare (GTR). Diapazonul normal de schimbare a unghiurilor de comandă a tiristoarelor, α, în această schemă a CST este cuprins între limitele , la determinarea unghiului de la punctul de trecere a tensiunii rețelei prin zero. (fig. 2.2,b). Corespunzător, puterea consumată de reactor se schimbă de la valoarea maximală, când tiristoarele sunt complet deschise (α = 90°) până la zero, când tiristoarele sunt complet închise (α = 180°). Pentru ca CST cu schema compensării indirecte nu numai să consume, dar și să livreze puterea reactivă, el trebuie să întrețină bateriile de condensatoare. În acest caz puterea, generată de CST se determină ca puterea bateriei de condensatoare, iar puterea consumată de CST ca diferența dintre puterea bateriei de condensatoare și puterea maximală, consumată de GTR.
La început compensatoarele statice cu tiristoare se realizau mai mult pentru compensarea puterii reactive a sarcinilor industriale ce se schimbă rapid așa cum sunt: cuptoarele cu arc pentru topirea oțelului și mecanismele de acționare ale aparatelor de laminat, care consumă puterea reactivă și respectiv, necesită pentru compensare un volum mare de putere reactivă. De aceea schemele CST cu condensatoare acționate cu cheie tiristoare, au primit denumirea de scheme cu compensare directă, iar schemele CST cu reactor ce se reglează cu tiristoare, și reglabilă cu baterie de condensatoare nereglabilă se numesc scheme de compensare indirectă. În continuare, CST au început să fie utilizate
Fig. 2.3. Schema principială combinată a CST.
de asemenea în liniile de transport a energiei electrice de curent alternativ pentru mărirea capacității de trecere, stabilității și limitării supratensiunilor. Pentru soluționarea acestor probleme, CST trebuie atât să consume cît și să livreze putere reactivă în dependență de regimul de funcționare al liniilor de transport a energiei electrice. Au fost elaborate variante noi de scheme pentru compensarea directă și indirectă, dar, o aplicare mai largă a primit schema combinată (fig. 2.3), ce include în sine elementele reglabile de bază a schemelor de compensare directă și indirectă.
În figura 2.4 sunt date dependențele pierderilor de putere livrată (consumată) de CST cu compensare indirectă (curba 1) și cu schema combinată (curba 2). Compararea acestor dependențe arată că, CST cu schema combinată au pierderi mai mici în domeniul consumării puterii reactive și pierderi mai mari în domeniul emiterii puterii reactive, spre deosebire de CST cu compensare indirectă, care este dotat cu baterii de condensatoare nereglabile.
Atât schema de compensare directă cît și schema de compensare indirectă au particularitățile proprii, care determină alegerea parametrilor echipamentului de bază: tiristoarelor, reactoarelor și bateriilor de condensatoare. În figura 2.5 și figura 2.6 sunt prezentate curbele de curent și de tensiune în aceste sisteme. În figura 2.5,a se vede că, în regim normal de funcționare a schemelor compensării directe, tensiunea pe diode este egală cu 2Um, unde Um – valoarea amplitudică a tensiunii rețelei. În acest caz de deconectări în rețeaua de comandă a tiristoarelor, tensiunea pe tiristoare poate să crească până la 4Um (fig. 2.5,b). Când diapazonul este normal schimbarea unghiurilor de comandă a tiristoarelor în schema compensării indirecte (), curentul în circuitul FTR nu întrece valoarea lui Im, unde Im – valoarea amplitudică a curentului când α = 90° (fig. 2.6,a). În caz de deconectare a sistemului de comandă și conectare a tiristoarelor când α = 0°, curentul în circuitul FTR atinge valoarea 2Im (fig. 2.6,b). Dacă în momentul t1 (fig. 2.6,c) din cauza unui scurtcircuit în rețea, tensiunea scade până la zero, dar apare în momentul t2, atunci curentul în circuitul FTR poate să atingă valoarea 3Im. Ventilatoarele contemporane de înaltă tensiune cu tiristoare permit mărirea esențială a curentului într-un timp scurt dar posedă limite bine stabilite pentru tensiunea maximală. De aceea în caz când este una și aceeași tensiune a rețelei și curent nominal, puterea instalată a ventilatoarelor în circuitul cu bare colectoare, trebuie să fie aproximativ de două ori mai mare decât în circuitul cu reactor. În același timp când CST funcționează după schema compensării indirecte, apar armonicile superioare ale curentului, spectrul amplitudic și de frecvență a cărora depinde de schema deplină a conexiunilor FTR în compensatorul static cu tiristoare și principiilor de manevrare. Generarea armonicilor, de regulă, necesită introducerea în schema CST a filtrelor de armonici superioare. Deoarece aceste filtre nu numai că reduc nivelul armonicilor, dar și generează puterea reactivă a primei armonici, necesară pentru compensarea puterii reactive a sarcinii, filtrele în schema CST se vor numi circuite filtro-compensatoare (CFC). În unele cazuri concrete de utilizare a CST pe liniile electrice de transport de curent alternativ, schema CST cu 12 faze totalmente permite dezicerea de circuitele filtro-compensatoare. Ceva mai detaliat, armonicile generate de CST cu schema compensării indirecte vor fi analizate în continuare.
Compensatorul static cu tiristoare combinat sau CST și CFC prezintă în sine pentru sistemul energetic, conductibilitatea automată reglabilă B în diapazonul:
(2.1)
unde: conductibilitatea normală în regim de consum, ce corespunde tiristoarelor complet deschise;
conductibilitatea normală în regim de livrare, ce corespunde tiristoarelor complet închise;
La funcționarea CST în regim de consum a puterii reactive, conductibilitatea sa la reglarea GTR se schimbă conform legii:
(2.2)
iar la funcționarea CST în regim de livrare a puterii reactive, când tiristoarele sunt complet închise, conductibilitatea sa se schimbă după legea:
(2.3)
unde k = 1,2,…,N;
C – capacitatea unei grupe GTR;
N – numărul de grupe de GTR.
Conductibilitatea rezultantă a CST în orice regim se schimbă ca
Schema de substituire a compensatorul static cu tiristoare pentru calculele sistemului este prezentată în figura 2.7,a, unde sunt indicate:
U – tensiunea în nodul conectării CST, pe care el trebuie să o mențină;
Uinst – tensiunea instalată, emisă reglatorului automat (RA);
xst – rezistența reactivă, ce determină statismul caracteristicii volt-amperice a CST;
Es, xs – tensiunea electromotoare și reactanța echivalentă a sistemului.
Tensiunea pe barele conectării CST la sistem se determină ca:
(2.4)
Înmulțind și împărțind partea dreaptă a acestei relații la ICST vom obține:
(2.5)
unde puterea, consumată de CST, de unde
puterea caracteristică statică a CST în diapazonul de reglare (fig. 2.7,b, curba 1).
Fig. 2.7. Principiul de funcționare a CST cu compensare indirectă în sistemul electric. a–schema de amplasare CST; b – caracteristica statică a CST: 1- în diapazănul de reglare; 2 – în regim de consum; 3 – în regim de livrare.
La schimbarea conductibilității B în funcția semnalului reglatorului automat, CST menține tensiunea pe barele de conectare cu statismul dat în limitele (fig 2.7,b). Punctele ale caracteristicii statice se determină cu ajutorul puterii instalate a dispozitivului CST: consumul maxim,livrarea maximală.
Dacă tensiunea pe barele conectării CST se micșorează mai jos de Umin, atunci CST nu poate să o mențină în continuare și trece la caracteristica 3: adică se comportă ca o capacitate nereglabilă.
Dacă tensiunea pe bare se mărește mai mare de Umax, compensatorul static cu tiristoare trece la caracteristica 2: adică se comportă ca o inductivitate nereglabilă.
Compensarea totală a tensiunii pe barele sistemului se realizează, dacă are loc egalitatea: .
În acest caz La are loc compensarea incompletă.
2.2 Compensatoare statice cu tiristoare pentru sarcina nesimetrică și nesinusoidală
Vom examina sistemul de alimentare cu energie electrică ce conține sarcină nesimetrică și neliniară de joasă tensiune (fig.2.8,a), care duce la înrăutățirea calității energiei electrice.
Puterea totală a acestei sarcini este:
(2.6)
unde PN – puterea activă; QN – puterea reactivă; TN –puterea de deformare; NN – puterea de nesimetrie.
Pentru sarcina liniară, simetrică N1 și N2 puterea totală este:
sau (2.7)
Instalarea pe barele 2 a compensatorului, care consumă putere de deformare și de nesimetrie și livrează putere reactivă QK pentru toate sarcinile, va duce la aceea, că prin linii va trece numai putere activă P, iar calitatea energiei în sistem nu se va înrăutăți (fig.2.8,b). Cele redate mai sus pot fi demonstrate cu ajutorul diagramei vectoriale (fig.2.8,c). Puterea de deformare TN, se determină cu armonicile superioare, generate de sarcina neleniară. Conținerea armonicilor superioare în curba de tensiune se caracterizează cu coeficientul nesinusoidal și se limitează de GOST 13109 – 97 la calitatea energiei electrice. Puterea de deformare TN, generată de sarcina neliniară, se limitează de filtrele, ce intră în componența compensatoarelor.
Puterea de nesimetrie NN se determină la existența nesimetriei tensiunilor și curenților și se caracterizează prin apariția curenților și tensiunilor de secvență inversă și homopolară, care la rândul său, se caracterizează prin coeficienți de nesimetrie și inegalitatea tensiunilor. Compensarea puterii de nesimetrie se asigură de compensator pe calea generării de către el a curenților de secvență inversă și homopolară, egali după modul și opuși ca sens după fază, ce corespund curenților sarcinii nesimetrice. Însă luând în considerație, că CST este un element pasiv al sistemului energetic și în principiu poate să genereze curenți de secvență inversă numai în același timp cu curenții de secvență directă, componenta secvenței directe a curentului CST trebuie să fie folosită numai în scopul compensării puterii reactive. Compensarea puterii reactive nemijlocit la sarcină permite de redus esențial pierderile de energiei în liniile electrice de transport.
Schema și diagrama compensării componentei reactive a curentului sarcinii de către compensator este prezentată pe coala 3, unde indicele „N” notează sarcina, indicele „k” – compensatorul.
În așa mod, compensând puterea reactivă, noi asigurăm variații minimale de tensiune în sarcină și pierderi minimale în rețea, condiționate numai de scurgerea puterii active.
Aceasta rezultă din relația cunoscută a căderii de tensiune în rețea:
(2.8)
În cazul când obținem: (2.9)
unde componenta longitudinală și respectiv transversală a căderii de tensiune în rețea.
În figura 2.9. este prezentată schema principială a CST la compensare indirectă.
Fig. 2.9. Schema principială a CST de compensare indirectă.
Curentul CST, Ik este egal cu suma curenților grupei tiristoare-reactoare IGTR și circuitelor filtro-compensatore ICFC, structura cărora în caz general poate să conțină un șir de circuite cu rezonanță pentru filtrarea curenților armonicilor și o baterie condensatoare.
Grupa tiristoare-reactoare este a alcătuită din trei faze tiristoare reactoare, conectate în triunghi.
În caz general schema CST poate să conțină câteva GTR, care au diferite scheme de conexiuni a FTR. Deoarece sarcina în rețea se schimbă în corespundere cu caracterul și graficul său, atunci și puterea, livrată de compensator, de asemenea trebuie să se schimbe în corespundere cu sarcina. Numai în acest caz compensatorul va îndeplini rolul său. Viteza schimbării puterii compensatorului trebuie să fie egală cu viteza schimbării puterii sarcinii.
La determinarea posibilităților CST pentru simetrizarea curenților în sistemul energetic de alimentare la funcționarea sarcinii nesimetrice, vom examina diagrama vectorială a curenților CST (fig. 2.10).
Fig. 2.10. Diagrama vectorială a tensiunilor și curenților CST.
regiunea mărimilor curenților fazei A a GTR;
regiunea mărimilor curenților fazei A a CST la QCFC = 0,5QGTR.
Vectorul curentului CFC, de exemplu a fazei A, ICFC(A) întrece vectorul de tensiune UA cu unghiul π/2. Amplitudinea acestui vector se determină numai cu puterea livrată de CFC și în caz de lipsă a comutării în CFC, rămâne neschimbată. Vectorul curentului GTR în dependență de unghiurile de comandă a diodelor în două FTR, conectate cu faza examinată, poate să fie în orice punct a suprafeței W. Amplitudinea maximă a curentului GTR este egală cu iar faza poate să se afle în limitele față de faza de tensiune. Curentul CFC, ICFC(A) îndreaptă suprafața W în direcția curenților de depășire, și în dependență de raportul puterii livrate a CFC și puterii consumate a GTR, curentul total a CST, Ik(A) poate să posede faza care se schimbă de la sau de la . Curentul CST Ik(A) va fi numai inductiv sau numai capacitiv, adică va avea faza cuprinsă între –π/2 sau π/2 numai în caz de dirijare simetrică.
Obținerea curentului Ik la dirijarea fazică, ce se schimbă după fază în limite mari, determină posibilitatea compensării puterii reactive și nesimetriei curentului de sarcină. Încă la începutul sec. XX C.P. Șteimetz a arătat că sarcina activă monofazată cu conductanța G, conectată, de exemplu, între fazele A și B a rețelei trifazate cu neutrul izolat, și completată cu sarcină inductivă cu conductanța între fazele A și C și cu sarcina capacitivă cu conductanța în fazele B și C va fi sesizată de sistemul electric ca o sarcină trifazată simetric de aceeași putere ca și cea monofazată.
Folosind această schemă a lui Șteimetz, este ușor de demonstrat, că sarcina nesimetrică trifazată cu conductanțele fazelor și poate să fie compensată cu elementele reactive ale dispozitivului de compensare cu conductibilitățile:
și
. (2.10)
În acest caz, sarcina nesimetrică împreună cu dispozitivul de compensare sunt sesizate de sistemul de alimentare ca sarcina simetrică activă cu conductanța echivalentă a fazelor
Dacă sarcina este variabilă, atunci compensatorul trebuie să schimbe conductibilitatea fazelor sale în așa mod, ca să realizeze simetria în fiecare moment de timp aparte.
Pentru a dirija CST sunt cunoscute un șir de algoritme, ce asigură compensarea puterii reactive și nesimetria curenților de sarcină, compensarea oscilărilor de tensiune, în plus aceste algoritme pot fi împărțite în două grupe:
algoritmele compensării totale a nesimetriei curentului de sarcină;
algoritmele compensării parțiale a nesimetriei curentului de sarcină.
Cea mai pe larg cunoscută este forma de scriere a algoritmelor din prima grupă:
(2.11)
unde puterile fazelor ale compensatorului.
În practică componentele reactive ale puterilor fazelor de sarcină se determină în diferite moduri. De exemplu pentru faza A puterea reactivă se poate determina ca:
(2.12)
sau
(2.13)
unde produsul scalar al vectorilor curentului I și tensiunii U;
vectorul de tensiune, ortogonal vectorului de tensiune .
În primul caz în tubul canalului de comandă este necesar de avut un element fazorotativ, iar în al doilea caz – nu, și, respectiv, sistemul se simplifică, însă apare o eroare la existența nesimetriei tensiunilor liniare în regimuri dinamice. În regim static eroarea în calculul puterii după relația (2.13) spre deosebire de (2.12) este egală cu zero, deoarece algoritmul (2.11) simetrizând curenții asigură simetria tensiunii.
Algoritmul de comandă cel mai des aplicat la grupa a doua este algoritmul:
(2.14)
Fig. 2.11. Schema principială a canalului sistemului de comandă a CST.
Algoritmul (2.14) asigură compensarea după fază a puterii reactive a sarcinii prezentată în schema triunghiului echivalent. După cum demonstrează calculele, luând în considerație compensarea după fază, acest algoritm asigură micșorarea coeficientului de nesimetrie a tensiunii de două ori.
CST ideal funcționează în așa mod, că urmărește neîntreupt schimbările mărimii reglabile (de exemplu puterii reactive) și creează oscilații egale după valoarea și opusă după fază, reducând aceste schimbări la zero. CST real funcționează cu o oarecare întârziere. Pentru determinarea cauzelor apariției întârzierii vom examina schema principială a sistemului de comandă a CST (fig. 2.11). Fie că sarcina cauzează apariția în sistemul de alimentarea cu energie electrică a mărimii de perturbație VP, care trebuie să fie exclusă sau limitată până la limitele admisibile de către dispozitivul de compensare. Pentru aceasta în sistemul de comandă a CST de la traductoarele de curent (TC) și traductoarele de tensiune (TT) se introduc valorile momentane ale curentului i(t) și tensiunii u(t). Convertizorul semnalelor de intrare CSI va transforma aceste semnale în semnalul de reglare necesar Ureg. Acesta poate fi semnalul proporțional sau oscilației tensiunii, sau componentei reactive a curentului, sau puterii reactive, sau combinării câtorva mărimi ș.a.m.d.
Semnalul Ureg poate să conțină o componentă însemnată din armonicile superioare, create în rezultatul transfigurării (de exemplu, valoarea momentană a puterii) sau din cauza armonicilor, cauzate la funcționarea sarcinii în sistem și primite de către CSI prin TC și TT. Deaceea, înainte ca el să nimerească pe regulatorul R, el trebuie să treacă prin filtrul F. Regulatorul R transformă apariția semnalului de intrare în corespundere cu algoritmele date. În continuare semnalul apare pe convertorul fazic impulsiv CFI, ce transformă semnalul de ieșire a regulatorului în faza impulsului de comandă. Impulsurile de comandă sunt transmise în continuare la generatorul impulsurilor de ieșire GII, care formează impulsurile de comandă cu tiristoare GTR în CST, schimbând în rezultat influența compensării Vk, cauzată de dispozitivul de compensare.
Fig. 2.12. Diagrama vectorială a vectorilor VP și VK; diagrama vectorilor VP și VK la introducerea corecției.
Din cauză că toate elementele sistemului de comandă posedă anumite întârzieri, iar starea diodelor conectate paralel-opuse, poate fi schimbată nu mai mult de 2 ori în perioadă, influența compensării Vk va rămâne în urmă față de mărimea perturbației VP pe un timp oarecare τ. Fie că VP – vectorul, ce se rotește cu frecvența f; CST are o întârziere la reglarea mărimii de perturbații VP, egală cu τ. Aceasta provoacă rămânerea în urmă a vectorului Vk, care compensează pe VP, cu unghiul ψ spre deosebire de reglarea ideală fără inerție (fig. 2.12).
Vectorul sumar VΣ care este suma geometrică a vectorilor VP și Vk, va fi egal când
(2.15)
unde frecvența mărimii de perturbații, Hz; τ – timpul întârzierii reglării, s.
O astfel de reprezentare vectorială a problemei compensării evident ne demonstrează acțiunea întârzierii compensatorului asupra influenței rezultante VΣ. În realitate este necesar, ca mărimea rezultantă să nu depășească o oarecare mărime indicată Vadm. De exemplu, GOST 13109-97 stabilește normele admisibile pentru valorile oscilațiilor tensiunii de diferite frecvențe. Variațiile de tensiune δU se determină, de regulă, ca variațiile consumului de putere reactivă a sarcinii δQN:
(2.16)
unde Ssc – puterea de scurtcircuit pe barele de control a variațiilor de tensiuni.
Deci, dacă variațiile tensiunii δU cu frecvența f sunt necesare de micșorat până la δUadm, atunci compensatorul ideal trebuie să creeze variațiile δUsc0, ce se opun variațiilor δU, ca să se respecte egalitatea iar puterea compensatorului ideal trebuie să fie egală cu:
(2.17)
Pentru aceea ca variațiile rezultante să nu depășească limitele indicate, extremitatea vectorului variațiilor rezultante trebuie să se afle pe circumferința cu raza δUadm, centrul căreia se află la începutul vectorului variațiilor inițiale δU, deaceea compensatorul real care este cu o întârziere τ, trebuie să creeze variațiile δUsc, mai mari decât δUsc0, și respectiv puterea trebuie să fie mai mare (fig. 2.12).
Când ψ > ψadm sau τ > τadm pentru frecvența dată f, compensatorul nu va putea reduce variațiile până la δUadm și creșterea ulterioară a puterii compensatorului va fi neefectivă și chiar va mări variațiile de tensiune.
Eficacitatea funcționării compensatorului se caracterizează prin coeficientul de reprimare a variațiilor frecvenței f:
(2.18)
unde
Fie că puterea compensatorului, care are în întârzierea τ este aleasă din condițiile de limitarea a variațiilor tensiunii cu frecvența fcalc până la mărimea δUadm.
Însă, spectrul variațiilor de tensiune, creat de sarcină, poate să fie esențial mai larg. Determinăm, cum așa un compensator va limita variațiile de tensiune frecvența f ≠ fcalc, unde fcalc – frecvența de calcul a variațiilor de tensiune. În caz general aceasta se determină din caracteristicile amplitudo-frecvență A(ω) și fazofrecvența θ(ω) ale compensatorului, în plus întârzierea compensatorului se determină anume, cu caracteristica fazofrecvență. În așa mod, relația pentru coeficientul de reprimare a oscilațiilor trebuie să fie scrisă în forma:
(2.19)
unde trebuie să se îndeplinească egalitățile
Fig. 2.13. Dependența erorii compensării oscilațiilor față de frecvența lor și dependența salturilor admisibile a variației de tensiune față de frecvență.
Urmează de menționat, A(ω) și θ(ω) în relația (2.11) sunt caracteristicile canalului întreg de compensare, care conectează traductoarele de măsură, regulatorul, filtrele, convertoarele fazo-impulsive și organul de execuție a compensatorului – GTR și TPK, în plus caracteristicile organului de execuție se determină după prima armonică a curentului. Din punct de vedere a metodelor de frecvență a analizei de eficacitate a funcționării compensatorului, acest dispozitiv prezintă din sine un filtru parametric cu frecvența mică cu filtrele corespunzătoare acestei clase CAF și CFF. Considerăm că A(ω) = cos ωcalc∙τ, θ(ω)=ω∙τ. Atunci:
(2.20)
După cum se vede din figura 2.12, în acest caz când și iar când și , și în plus compensatorul poate chiar să mărească variațiile, dar nu să le micșoreze.
Dacă din considerentul introducerii circuitelor cu corecție de frecvență, de schimbat caracteristica amplitudo-frecvență în așa fel, ca extremitatea vectorului δUΣ să alunece pe semicercul BDO cu centrul în punctul O1 (OO1 = O1A), iar între vectorii δUsc și δUΣ s-a păstrat (<ODA = π/2), atunci vectorul rezultant al erorii compensării δUΣ va fi minimal, corespunzător Krf va fi maximal, iar creșterea variațiilor nu va avea loc. Aceasta se realizează când la CAF A(ω) = cos ω∙τ, la CFF θ(ω)=ω∙τ.
În fig. 2.13 sunt prezentate dependențele erorilor compensării variațiilor δUΣ de frecvențele lor la diferite valori ale lui τ. În fig. 2.13 pentru comparare sunt prezentate deasemenea și dependențele analogice când A(ω) = 1. Se observă, că introducerea circuitelor cu corecție de frecvență CAF în mod eficient mărește eficacitatea funcționării CST din considerentul excluderii posibilității de creștere a variațiilor.
La formarea CAF este necesar de evidenția acel fapt, că spectrul variațiilor de tensiuni, cauzate de sarcina tip CATO, se caracterizează printr-o caracteristică amplitudo-frecvență considerabilă neliniară, de regulă descrisă ca dependența. În același timp, luând în considerație, că variațiile de frecvență influențează diferit asupra vederii omului, în GOST 13109-97 au fost introduse dependențele amplitudinelor admisibile a variațiilor față de frecvența lor (fig. 2.13). Diapazonul de lucru al frecvențelor, ce aparține reprimării, este un diapazon până la 25 Hz, iar sensibilitatea cea mai mare a ochiului omului are loc la frecvența variațiilor tensiunii aproximativ de 9 Hz.
Este necesar de luat în considerație de asemenea aceea, că variațiile de tensiune de frecvențe mici (mai mici de 0,01 Hz), determinate și ca abaterile de tensiune, pot să fie limitate de RTS ale transformatoarelor, utilizarea cărora permite de a reduce puterea CST și de a mări eficacitatea funcționării lui în sistemul comun de stabilitate a tensiunii pe barele întreprinderilor industriale cu sarcină variabilă.
Ținând cont, că eficacitatea funcționării CST într-o măsură esențială depinde de întârzierea lui sau de CFF, este necesar de aspirat la obținerea valorilor minimale a CFF în domeniul funcționării frecvenților 0-15 Hz când se execută elaborarea sistemului de comandă. Această problemă este complicată prin aceea, că canalul sistemului de comandă, care asigură compensarea tensiunii, trebuie de asemenea să asigure filtrarea armonicilor scurte față de frecvența rețelei, adică 50, 100, 150 Hz etc., care sunt conținute în curentul sarcinii liniare rapid variabile, și apar în procesul de excludere a componentei reactive a curentului sarcinii sau puterii reactive. În special, cerințe mari sunt impuse la filtrul cu frecvența 100 Hz, componenta căruia la semnal este mai evidențiată (până la 100% din semnalul de bază). Filtrarea insuficientă a frecvenței de 50 Hz în semnalul de comandă poate să ducă la apariția în curenții FTR a componentei permanente, care influențează negativ asupra întregului echipament de transformare a sistemului de alimentare cu energie. În același timp introducerea filtrelor mărește considerabil întârzierea sistemului de comandă.
Anterior s-a examinat eficacitatea funcționării CST în dependența de CAF și CFF ale sale în general, adică conectarea CAF și CFF ale sistemului de măsurare, sistemului de reglare și părții de execuție (de forță) a CST.
Elaborarea sistemului de reglare trebuie să se efectueze luând în considerație caracteristica de transmisie a părții de execuție a CST, de aceea vom examina CAF și CFF a GTR și GTC.
În figura 2.14 este prezentat principiul de funcționare a convertorului fazo-impulsiv (CFI), care transformă semnalul de ieșire a regulatorului în faza impulsurilor de comandă cu tiristoarele GTR.
Unghiurile de comandă a tiristoarelor conectate paralel în opoziție a fiecărei faze GTR pe fiecare semiperioadă a rețelei, se determină prin punctele de intersecție a semnalului de comandă a regulatorului Ureg, proporțional schimbării parametrului de reglare VP(t) (de exemplu, puterii reactive), cu curba funcției F(α), ce efectuează legătura dintre amplitudinea curentului primei armonici a FTR cu unghiul de comandă α. Introducerea în CFI a neliniarității F(α), se admite cu condiția liniarizării legăturii semnalului de comandă a regulatorului cu curentul GTR:
(2.21)
unde unghiul ce se ia în considerație din momentul trecerii tensiunii prin zero.
Fig. 2.14. Principiul de formare a unghiurilor de comandă cu tiristoarele FTR (a) și curentul în circuitul FTR (b).
Din figura 2.14 se vede, că amplitudinea primei armonici a curentului FTR, ce prezintă din sine mărimea compensării VC(t), rămâne în urmă de semnalul parametrului compensat (de perturbație) VP(t), în plus, timpul de întârziere se schimbă odată cu schimbarea semnalului VP(t) și respectiv, curba VC(t) într-o oarecare măsură se deosebește de curba VP(t).
În aceste condiții întârzierea se poate determina prin diferite moduri. După cum s-a demonstrat mai sus la determinarea coeficientului de reprimare a variațiilor se cuvenea, ca VP(t) și VC(t) – funcțiile armonice a unei frecvențe, atunci este necesar de exclus prima armonică a curbei VC(t), și după diferența de faze a primelor armonici ∆φ1 pentru VP(t) și VC(t) întârzierea se determină ca: unde ω – frecvența de rotație a primei armonici a semicercului.
După cum au demonstrat calculele, în diapazonul de lucru al frecvenței, mărimea întârzierii aproape că nu depinde de amplitudinea și frecvența variațiilor și se determină, în general, ca valoarea medie a semnalului de comandă a parametrului de reglare, iar eroarea amplitudică practic este egală cu zero.
În figura 2.15. este construită dependența întârzierii τ față de valoarea medie a semnalului de comandă . Odată cu micșorarea valorii medii a semnalului de comandă, întârzierea FTR la fel se micșorează. Legătura dintre τ și se redă prin relația:
(2.22)
Deoarece valoarea medie a variațiilor parametrilor reglabili se schimbă încet, atunci introducerea rațională în sistemul de reglare a compensatorului conturului ce acționează lent la reglare, asigurând minimul valorii medii a puterii GTR din contul conectării-deconectării bateriilor de condensatoare ale filtrelor armonicilor superioare, care intră în componența CST, ceea ce va duce la micșorarea întârzierii FTR, și respectiv, la compensarea mai calitativă a variațiilor mărimii reglabile.
La variații maximale, ce însoțesc regimul de topire a CATO, valoarea medie a semnalului de comandă va fi și, respectiv, întârzierea va fi .
În așa mod FTR prezintă din sine un element de întârziere practic ideal, adică: . (2.23)
La manevrarea prin faze, fiecare FTR funcționează practic independent față de celelalte faze, de aceea întârzierea GRT corespunde întârzierii FTR.
În figura 2.16 este prezentat principiu de funcționare a convertoarelor sistemului de comandă a GTC, care transformă semnalul de ieșire a regulatorului în impulsurile de comandă a tiristoarelor GTC. Tiristoarele fiecărei trepte ce urmează a GTC se deschid în momentul atingerii maximului de către tensiunea momentană a rețelei cu condiția, că polaritatea tensiunii condensatoarelor treptei cuplate GTC va corespunde polarității tensiunii rețelei, iar semnalul de comandă să se modifice mai mult decât , unde N – numărul treptelor de reglare.
Fig. 2.16. Principiul de formare a influenței de compensare în GTC: a-semnalul de comandă la ieșirea regulatorului Qs și semnalul, proporțional puterii GTC; b-impulsurile conectării de sincronizare a treptelor GTC; c-eroare după compensarea puterii reactive.
În așa fel, întârzierea organului de execuție a compensatorului depinde de numărul treptelor și de starea aproximativă a condensatoarelor fiecărei trepte. La un număr mare de trepte (N > 10) întotdeauna aproximativ jumătate din numărul treptelor sunt încărcate până la valoarea maximală a tensiunii pozitive, iar celelalte – până la valoarea maximală a tensiunii negative, de aceea conectarea și deconectarea treptelor poate să fie realizată cu viteza maximală în fiecare semiperioadă a frecvenței rețelei. Când avem un număr mic de trepte (N < 5), asupra întârzierii începe să influențeze în mare măsură starea condensatoarelor înainte de conectare, adică din cauza necorespunderii polarității tensiunii rețelei și condensatoarelor, întârzierea în anumite momente de timp poate să se mărească suplimentar cu o semiperioadă a frecvenței rețelei.
Întrucât condensatoarele se conectează și se deconectează prin trepte, atunci eroarea amplitudinală a compensării depinde mult de amplitudinea variațiilor parametrului de compensare și de numărul de trepte. Eroarea cea mai mare va fi în cazul, când amplitudinea variațiilor va corespunde puterii totale a compensatorului. La schimbarea mică a parametrului de compensare, corespunzător conectării a unei sau două trepte, eroarea amplitudinală poate să atingă 100%.
După cum au demonstrat rezultatele întârzierea GTC nu trebuie de prezentat într-o formă oarecare a dependenței stabilite, cum spre exemplu, pentru GTR. Întârzierea GTC – mărime întâmplătoare, ce este cuprinsă între limitele de la zero până la 20 ms. În așa mod, CST de compensare directă este rațional de întrebuințat numai pentru compensarea puterii reactive ale sarcinilor, care creează variațiile de tensiune cu frecvența mai mică de 5 – 6 Hz. Frecvențele oscilațiilor de valoarea înaltă la astfel de compensatoare practic nu se compensează, cu atât mai mult că componentele armonice ale amplitudinelor variațiilor de tensiuni sau de putere reactivă cu creșterea frecvenței se micșorează, și respectiv, pentru reducerea erorii amplitudice a compensării este necesar de mărit numărul de trepte în compensator, ceea ce va duce la scumpirea și complicarea lui.
CST combinat îmbină reușit în sine particularitățile pozitive ale CST de compensare directă și indirectă, de aceea practic toate firmele, ce se ocupă de cercetările în domeniul CST, au trecut la producerea CST anume de tip combinat, recomandând astfel de compensatoare în acele cazuri, când după condițiile funcționării compensatorului el trebuie să genereze putere reactivă.
2.3. Calitatea energiei electrice în urma compensării puterii reactive
2.3.1. Armonicile curentului generate de compensatorul static cu tiristoare la compensarea indirectă
După cum s-a menționat mai sus, unul din neajunsurile CST la compensarea indirectă este generarea de către el a armonicelor superioare de curent, care influențează practic negativ asupra întregului echipament electrotehnic, montat în sistemul electroenergetic.
Armonicile superioare de curent și de tensiune cauzează:
pierderi suplimentare în liniile de alimentare, transformatoare, baterii de condensatoare, motoare electrice și generatoare;
îmbătrânirea forțată a izolației mașinilor electrice și aparatelor;
încălcarea în funcționare a automaticii și protecției prin relee;
dificultatea, dar uneori imposibilitatea utilizării circuitelor de forță în calitate de canale pentru transmiterea informației;
mărirea erorii aparatelor electrice de măsură;
limitarea, iar în unele cazuri imposibilitatea utilizării bateriilor de condensatoare pentru compensarea puterii reactive, din cauza posibilității supraîncărcării lor cu curenți de armonici superioare și apariției efectelor de rezonanță.
Toate acestea necesită conectarea în componența CST a utilajului suplimentar, care reduce nivelul curenților armonicilor superioare, și anume – filtrelor. Alegerea corectă a structurii și puterii elementelor filtrelor este imposibilă fără studierea aprofundată a nivelurilor armonicilor, generate de grupa tiristoare-reactoare a CST. Nivelul armonicilor, generate de GTR a CST în rețeaua trifazată, se determină din schema conexiunilor GTR, simetriei impulsurilor de comandă ale diodelor, simetriei tensiunilor de fază ale rețelei și dispersiei pe faze a valorilor rezistențelor reactive a reactoarelor GTR a CST.
După cum se știe, armonicile, generate de GTR, practic nu depind de calitatea bună a reactorului atunci când este mai înaltă de 25. Deoarece reactoarele de compensare contemporane pentru CST posedă calitate mai înaltă de 50, atunci la calculul armonicilor evident se admite absența pierderilor în GTR.
2.3.2. Armonicile la dirijarea simetrică a CST.
Armonicile curentului, generate de GTR a CST, pentru prima dată au fost examinate de Hudeacov V.V. (1969); la determinarea unghiului de la momentul trecerii tensiunii GTR prin zero, armonicile se calculează prin relațiile:
(2.24)
(2.25)
unde Im – curentul GTR când – succesiunea armonicilor,
Valorile maximale ale amplitudinilor curentului de armonica se poate de determinat din relația (2.25), egalând cu zero derivata după unghiul . Amplitudinea curentului armonicii atinge valoarea maximală în cazul existenței unghiurilor unde k – număr întreg, adică
În acest caz armonicile curentului sunt egale cu :
(2.26)
Din (2.25) rezultă, că dependența amplitudinii armonicii curentului de unghiul pentru ≥ 5 are câteva maxime ce se micșorează după amplitudine. Faza armonicii curentului în acest caz de asemenea se schimbă.
Valoarea maximală a amplitudinii armonicii curentului se realizează la prezența unghiului:
(2.27)
ce corespunde valorii maximale
În acest cazul:
(2.28)
Pentru ≥ 7 cu eroarea mai mică de 10% se poate accepta:
(2.29)
Pentru comparare vom nota, că amplitudinile armonicilor curentului, generate de convertizoarele-punte, sunt proporționale: adică valorile armonicilor curentului, generate de convertizorul-punte, sunt esențial mai mari decât armonicile de același ordin, generate de GTR.
În fig. 2.17 sunt prezentate dependențele mărimilor active a curentului GTR, primei armonici a acestui curent și curentului mediu a fiecărei diode de unghiul .
Fig. 2.18 Dependența amplitudinilor armonicilor impare a curentului FTR de α.
În fig. 2.18 sunt aduse dependențele amplitudinilor armonicilor impare ale curentului, generate de GTR, de unghiul .
Forma curentului, ce trece prin circuitul GTR, poate fi caracterizată printr-un șir de coeficienți:
coeficientul de formă
coeficientul de deformare
unde I1 – valoarea activă a primei armonici a curentului;
coeficientul nesinusoidal
Atunci când lipsește componenta continuă a curentului GTR (dirijarea simetrică a tiristoarelor GTR), coeficientul nesinusoidal se poate scrie:
Fig. 2.19. Dependența coeficienților de formă Kf, de deformare Kd și nesinusoidalitate Kn a curentului FTR față de unghiul α.
În fig. 2.19 sunt prezentate dependențele coeficienților ce caracterizează forma curentului GTR, de unghiul .
2.3.3. Armonicile la dirijarea nesimetrică a CST.
Regimul nesimetric de funcționare a FTR, adică regimul când unghiurile de comandă a două diode paralel-opuse, 1 și 2, nu sunt egale, este posibil atât în cazul defectării sistemului de comandă sau schemei de forță, cît și la funcționarea normală a sistemului de comandă, dar cu asimetria impulsurilor, legată de caracteristicile generatorului de impulsuri, sau cu asimetria ce apare în procesul reglării tensiunii sau simetrizării sarcinii.
Componenta armonică a curentului FTR în acest caz conține componenta continuă și atât armonici impare, cît și armonici pare, și se determină prin următoarele relații:
(2.30)
(2.31)
(2.32)
Unde – amplitudinea curentului armonicei , determinată după relația (2.25).
La nesimetria maximală a curentului FTR, adică când curentul FTR este alcătuit din semiarmonici numai de o singură polaritate, unghiul de comandă a unei diode este egal cu , dar:
(2.33)
Luând în considerație (2.33), relația (2.31) poate fi scrisă în forma:
(2.34)
Din (2.32) și (2.34) rezultă că, valorile armonicilor curentului la nesimetria arbitrară a unghiurilor pot să fie ușor determinate din dependențele amplitudinilor armonicilor curentului de unghiul , atunci când este prezent regimul simetric și regimul nesimetriei maximale.
Dependențele amplitudinilor curentului armonicilor impare față de unghiul sunt prezentate în figura 2.18. Dependențele amplitudinilor curentului armonicilor pare față de unghiul în regim de nesimetrie maximală după care ușor se poate de determinat valoarea curentului armonicilor pare într-un regim nesimetric oarecare, sunt prezentate în figura 2.20.
Fig. 2.20. Dependența amplitudinilor armonicilor pare a curentului FTR de unghiul α la nesimetrie maximală.
Pentru determinarea mărimilor maximale ale armonicilor curentului în regim nesimetric este eficient de utilizat formulele (2.32) și (2.34), egalând cu zero derivatele după 1 și 2.
Dependența de unghiul α atinge maximul când unghiul α va fi egal cu unde k – număr întreg, în plus
La aceste valori ale unghiului α amplitudinea curentului armonicii ν în regim de nesimetrie maximală atinge valoarea:
(2.35)
Valoarea maximală a amplitudinei curentului armonicei pare se obține când unghiul ce corespunde valorii minimale
(2.36)
Atunci când obținem:
adică odată cu creșterea unghiului amplitudinea curentului armonicii ν se micșorează.
În așa mod, valoarea maximală a curentului armonicii pare în regim nesimetric se va obține la existența unghiurilor și , și va fi egală cu:
(2.37)
În corespundere cu (2.26) și (2.32) pentru valorile amplitudinilor maximale ale curentului armonicilor pare în regim simetric obținem, că valoarea maximală a curentului armonicilor impare în regim nesimetric se atinge la unghiurile
(2.38)
În schema CST, de regulă, FTR se conectează în triunghi, de aceea curenții lineari ai GTR se determină ca diferența dintre curenții a două FTR, conectate cu faza dată. În așa mod, la funcționarea nesimetrică a FTR, în GTR curenții de fază ai liniilor pot să conțină atât componenta continuă, cît și armonicile de multiplul trei, ce creează sistemul de curenți de secvență homopolară. Dacă inductivitățile reactoarelor FTR și GTR sunt egale, atunci armonicile de secvență homopolară se compensează reciproc la funcționarea simetrică a FTR. Amplitudinea armonicilor superioare a curenților de linie a GTR se determină atât ca valorile unghiurilor de comandă a diodelor, ce aparțin unei FTR și care determină nesimetria semiarmonicilor curentului în această FTR, cît și ca valorile dintre unghiurile de comandă a tiristoarelor, ce aparțin diferitor FTR.
Din analiza dependențelor amplitudinelor armonicilor curentului de linie față de nesimetria curenților FTR rezultă că:
în regim staționar, ce se caracterizează prin simetria impulsurilor pe faze și semiarmonici în fiecare fază, în curentul de linie sunt prezente numai armonicile cu multiplul
în regim staționar, ce se caracterizează prin nesimetria impulsurilor după faze, dar prin simetrie pe semiarmonici, în curentul de linii sunt prezente numai armonicile impare cu multiplul
în regim staționar, ce se caracterizează prin nesimetria impulsurilor atât pe faze, cît și pe semiarmonici, în curentul de linie sunt prezente toate armonicile spectrului.
Studierea acționării dispersiei parametrilor inductivității reactoarelor de compensare asupra armonicilor curentului, generate de GTR, a demonstrat că chiar la simetria totală a impulsurilor de comandă a tuturor diodelor GTR și simetriei tensiunilor de linie, inegalitatea inductivităților reactoarelor de compensare FTR va duce la apariția în curenții de linie a armonicilor de secvență homopolară unde k = 1,2… . amplitudinea relativă a acestor armonici ale curentului este proporțională dispersiei inductivităților în FTR GTR și pentru se determină prin relația:
(2.39)
unde – dispersia în mărimile inductivității FTR; Am – amplitudinea curentului de linie GTR la deschiderea totală a tuturor diodelor; – amplitudinea relativă a armonicii ν a curentului GTR, ce se determină prin relația (2.25).
Amplitudinile armonicilor impare de secvență inversă și directă cu numere ordinare nu cresc în mare măsură în curenții de linie ai GTR:
(2.40)
Armonicile de secvență homopolară cu numere ordinare ν = 6k, unde k = 0,1,2… , nu apar în curenții de linie ai GTR la dispersia mărimilor inductivităților FTR.
La existența coeficientului de nesimetrie unități relative sau valorile maximale ale armonicilor în curenții de linie ai GTR se determină cu eroarea nu mai mare de 10% conform relațiilor de mai jos:
pentru armonicile de secvență homopolară când ν ≤ 9 ,
(2.41)
pentru armonicile de secvență directă și inversă,
(2.42)
unde k = 1,2… .
Trebuie de menționat, că pentru armonicile curentului de secvență homopolară cu și ν > 9 mărirea lineară a amplitudinei armonicii curentului de la numărul ordinar ν, se micșorează brusc și nu întrece valoarea
2.3.4. Metodele de limitare a armonicilor CST.
După cum s-a menționat mai sus, unul din neajunsurile CST examinat, este generarea de către el a armonicilor superioare. Limitarea armonicilor, generate de către GTR, se realizează conectând în componența CST filtre de armonici superioare, ceea ce la rândul său complică construcția schemei și mărește costul CST. Evident că eforturile pentru elaborarea CST au fost îndreptate spre alcătuirea schemelor care generează armonici de nivel minimal. Metodele de limitare a armonicilor sunt:
aplicarea schemelor cu 12 faze, bazate pe folosirea transformatoarelor trifazate cu schema Y0/Y/Д-12-11;
folosirea schemelor compensatoarelor, care permit realizarea principiului de comandă lent în trepte, la existența căruia reglarea lentă a curentului GTR se face numai în limitele unei trepte de putere. Treptele puterii CST se formează în dependență de diapazonul cerut sau al comutației bateriilor de condensatoare la comanda rapidă pentru care sunt necesare chei-diode, sau reactoarelor, sau grupându-le împreună;
elaborarea noilor scheme principiale ale CST, ce generează armonici de ordin mic.
Efectuăm o analiză comparativă între metodele menționate mai sus de limitare a armonicilor, și de asemenea analiza specificului unei sau altei metode la rezolvarea problemelor practice.
Analizăm dependențele de calcul ale coeficientului nesinusoidal al curentului GTR față de curentul primei armonici proporțional puterii reactive consumate pentru diferite scheme ale CST (fig.2.21):
schema CST cu 6 faze, adică CST care conține o GTR, FTR conectate în triunghi;
schema CST cu 12 faze, adică CST care conține două GTR și un transformator trifazat cu schema de conexiune Y0/Y/Д-12-11;
CST cu două GTR, conectate pe una și aceeași bară, manevrarea cărora se efectuează după principiul lent în trepte.
Fig. 2.21. a) Dependențele coeficientului de sinusoidalitate a curentului GTR de valoarea curentului primei armonici. b) Dependența conținutului relativ al armonicilor superioare în curentul GTR față de valoarea primei armonici.
Curentul maximal (puterea consumată) pentru toate trei scheme este unul și acelaș. Din figura 2.21,a rezultă, că schema cu 12 faze are cel mai mic coeficient nesinusoidal, iar la curenți mici în GTR în toate schemele coeficientul nesinusoidal al curentului nu caracterizează valoarea absolută a armonicilor superioare, dacă prima armonică se deformează în limite mari ca în schema CST. În acest caz, valoarea absolută a armonicilor caracterizează perfect coeficientul cu conținut relativ de armonici superioare:
(2.43)
unde Im = I1 când α = 900.
Luând în considerație că coeficientul nesinusoidal este dat de relația:
(2.44)
vom obține, că:
Dependențele coeficientului cu conținut relativ de armonici superioare K0 față de curentul primei armonici pentru schemele examinate sunt prezentate în figura 2.21,b. Studierea acestor dependențe arată, că nivelul armonicilor, generate de schema cu 12 faze a CST, este de patru ori mai mic decât cea cu 6 faze, și de două ori mai mic, decât atunci când comanda cu două GTR se realizează pe principiul trecerii lente în trepte. Odată cu schimbarea regimului de funcționare a CST se schimbă și nivelul armonicilor. Conținutul maximal de armonici superioare în schema cu 6 faze este și se obține când curentul va fi egal cu 60 – 70% din cel nominal.
Pentru schema cu 12 faze și se determină când din cel curentul nominal.
La alegerea unei sau altei scheme a CST sau algoritmului de comandă, mai întâi trebuie de luat în considerație destinația de bază a unui CST concret, instalat în sistemul de alimentare cu energie electrică sau în liniile de transport de curent alternativ.
În așa fel, conținutul de armonici indicat mai sus, se realizează în schema cu 12 faze numai la dirijarea simetrică cu toate FTR, de aceea dacă în regimul de funcționare de bază a CST se prevede dirijarea independentă pe faze, atunci utilizarea schemei cu 12 faze devine irațională. Aplicarea principiului de comandă de trecere lentă în trepte în acest caz este mai bine venită, deoarece nu necesită dirijarea simetrică cu toate FTR.
Mai sus a fost menționat, că armonicile, generate de GTR, în dependență de unghiurile de comandă se schimbă nu numai după amplitudine, dar și după fază. În CST, care conține câteva GTR, se poate de optimizat sistemul de comandă în așa fel, ca să se asigure compensarea reciprocă a armonicilor câtorva GTR.
Fig. 2.22. Structura sistemului de comandă a CST cu câteva GTR.
Examinăm structura sistemului de comandă a CST cu mai multe GTR, care asigură minimalizarea armonicilor (fig.2.22). O trăsătură specifică acestei scheme este aceea, că semnalul de comandă, format de regulator, în același timp se dă pe mai multe CFI (după numărul GTR).
Problema optimizării sistemului de comandă conform minimizării armonicilor, constă în formarea în CFI a canalelor de comandă cu diferite GTR a dependențelor unghiurilor de comandă față de nivelul semnalului regulatorului, care asigură conținutul relativ minimal al armonicilor în curentul CST (coeficientul minimal K0), adică, spre exemplu, pentru CST cu două GTR:
(2.45)
unde , – curenții armonicii ν a GTR1 și GTR2 când unghiurile de comandă sunt respectiv φ1 și φ2.
În rezultatul soluționării problemei de optimizare (2.45) se determină dependențele cunoscute:
În figura 2.23 este prezentată dependența ce se obține la comanda optimală a GTR1 și GTR2.
Compararea fig.2.21,b și 2.23 demonstrează, că la comanda optimală cu două GTR se poate de obținut nivelul armonicilor superioare a curentului CST în diapazonul puterii consumate, de la 10% până la 70%, nu mai mare decât la utilizarea schemei cu 12 faze. În plus, nu este necesar un transformator trifazat special și este posibilă comanda independentă pe faze.
2.4 Analiza proceselor electromagnetice în sursele statice de putere reactivă
Pentru îmbunătățirea compatibilității electromagnetice ale dispozitivelor-tiristoare de acționare cu rețea de alimentare, una dintre direcțiile cele mai eficiente este utilizarea dispozitivelor ce conțin filtre de armonici superioare de curent și sursă statică de comandă de putere reactivă (SPR). Pentru compensarea variațiilor de tensiune, ce apar la salturile de sarcină în dispozitivul de acționare, o mare importanță au proprietățile dinamice ale părții reglabile a SPR.
În cazul dat se analizează proprietățile dinamice ale sursei de putere reactivă, care se bazează pe transformatoarele ce se reglează prin premagnetizare. Reglarea mărimii și semnului puterii reactive se realizează prin premagnetizarea miezului transformatorului. În acest caz crește puterea reactivă, consumată de transformatoare, care compensează puterea bateriilor de condensatoare, conectate la înfășurările secundare. După cum au demonstrat cercetările experimentale, caracteristica de reglare a SPR este o dependență direct proporțională cu coeficientul de tranziție KSPR dintre puterea reactivă furnizată în rețea sau consumată din rețea și curentul de comandă i0 în înfășurarea de premagnetizare, adică
În fig.2.24 este prezentată schema de calcul a conductorului magnetic al SPR, în care intră conductoarele magnetice a două transformatoare T1 și T2 și două conductoare suplimentare DM1 și DM2 cu înfășurarea de premagnetizare W0. Lungimea liniei medii și secțiunea transversală a conductoarelor magnetice sunt notate respectiv pentru conductoarele suplimentare l0 și S0, iar pentru transformatoare – l1 și S1.
Pentru dispozitivele feromagnetice este acceptată aproximația curbei de magnetizare a oțelului cu funcții hiperbolice:
(2.46)
unde H – intensitatea câmpului magnetic;
B – inducția în oțel;
α, β – coeficienții de aproximație.
Conform legii curentului total, pentru schema din fig. 2.24 se poate scrie:
(2.47)
unde H0 și H1 – intensitățile câmpului magnetic corespunzător în conductorul magnetic suplimentar și faza B a transformatorului;
i0 – valoarea curentului de premagnetizare.
Luând în considerație relația (2.46), relația (2.47)se va prezenta în forma:
(2.48)
unde B0 și B1 – inducția câmpului continuu de premagnetizare în conductorul magnetic suplimentar și transformator;
– funcția Bessel de la argumentul imaginar, luând în considerație existența câmpului alternativ în conductorul magnetic al transformatorului.
Pentru micșorarea maximală a puterii de comandă la SPR studiat, rațional este de utilizat , adică suprafața secțiunii transversale a conductorului magnetic suplimentar trebuie să fie de 3 ori mai mare decât suprafața tijei transformatorului. În legătură cu acesta este de ajuns de considerat B1 = B0. Atunci din relația (2.48) vom obține:
(2.49)
Pentru oțel laminat, care în general se utilizează la construcția transformatoarelor, mărimea , de aceea valoarea în comparația cu cînd l0 ≈ l1 se poate de redus. În acest caz formula (2.49) va căpăta forma:
(2.50)
Pentru circuitul de premegnetizare urmează egalitatea diferențială:
(2.51)
unde R0 – rezistența activă a circuitului de premagnetizare;
E0 – tensiunea, aplicată la circuitul de premagnetizare.
Introducând relația (2.50) în (2.51) vom obține:
(2.52)
Considerăm mărimile de bază corespunzătoare:
și în unități relative relația (2.52) va căpăta forma:
(2.53)
unde valorile relative respectiv a curentului de premagnetizare, tensiunii, aplicate la circuitul de premagnetizare, și timpului.
În fig. 2.25 (curba 1) este prezentat procesul tranzitoriu ce corespunde relației (2.53) la aplicarea în trepte a tensiunii de comandă.
După cum se știe dependența temporară a puterii reactive de curentul de comandă practic este fără inerție. În așa mod, după cum se vede din relația (2.53) și fig. 2.25 (curba 1) la legătura fără inerție între și se poate de relatat că sursa de putere reactivă se prezintă printr-un element aperiodic cu constanta de timp, care este funcția curentului de comandă a SSC.
Relația (2.53) este neliniară. La abateri mici a curentului , mărimea se poate de considerat constantă și de compensat, utilizând principiile de construcție a sistemului de reglare dependent. Pentru reglarea curentului de premagnetizare este rațional de utilizat convertor-excitator tiristoric și în calitate de constanta ce nu se compensează de luat în considerație constanta de timp Θμ a cestui convertor.
Fig. 2.25 Proprietățile dinamice a SPR la aplicarea în trepte a tensiunii de comandă:
1 – la înfășurarea de comandă; 2 – la intrarea SRA cu regulator proporțional integral (PI) fără LIF; 3,4 – la intrarea SRA cu regulator PI și LIF la coeficienți de amortizare diferiți; 5 – dependența accelerării de scurtă durată a tensiunii de premegnetizare a SPR de acționarea rapidă necesară la τ = 5%.
În corespundere cu cele relatate mai sus, modelul matematic al sistemului de reglare automat (SRA) a curentului de premagnetizare cu condiția descrierii obiectului de comandă (2.46), va căpăta următoarea formă:
(2.54)
unde constanta de timp pentru elementul de compensare;
constanta de timp a convertorului-excitator;
valorile ce se referă la tensiunea de bază a părții integrale a semnalului regulatorului și derivatei lui;
aa – coeficientul de amortizare a conturului;
Uc – valoarea relativă a tensiuni de comandă.
Fig. 2.26. Schema structurală a SRA a curentului de premagnetizare SPR.
În corespundere cu descrierea SRA a fost alcătuită schema structurală care este prezentată în fig. 2.26. Pentru SPR statice, ce funcționează cu dispozitive tiristoare de acționare, este caracteristic regimul pulsator de schimbare a puterii reactive generate de la valoarea nulă până la cea nominală la acționarea dispozitivului de acționare. În acest caz constanta de timp a elementului se modifică în limite largi și reglarea conturului, optimal la schimbările mici a curentului de comandă, nu asigură calitatea necesară a procesului. În legătură cu aceasta în regimul examinat Kc s-a ales din condiția suprareglării minimale. Procesul ce corespunde unei astfel de condiții, este prezentat în fig. 2.25 (curba 2). După cum se vede din procesul tranzitoriu examinat, suprareglarea curentului de premagnetizare atinge 70 %.
La modelarea SRA cu legătură inversă negativă flexibilă (LIF) a fost stabilit că, la alegerea corespunzătoare a coeficienților a părții proporționale a regulatorului Kp și LIF – K' și de asemenea a constantei de timp a integratorului Θi se poate de obținut procesul aperiodic.
În fig. 2.25 sunt prezentate procesele tranzitorii, obținute prin corectarea procesului de bază (curba 3) și procesului tranzitoriu, limitat la acționarea rapidă (curba 4). Prin curba 5 este prezentat graficul dependenței coeficientului necesar de accelerare a tensiunii de intrare a înfășurării de comandă față de acționarea rapidă necesară, la suprareglarea admisibilă σ = 5% (timpul pe grafic este în unități relative).
Cauzele de bază la apariția proceselor tranzitorii sunt schimbările spontane ale tensiunii ce alimentează rețeaua (de exemplu, scurcircuitul în rețea și deconectarea lui), modificarea regimurilor de funcționare ale compensatorului (pornirea, deconectarea, reglarea puterii reactive), modificarea structurii schemei CST (deconectarea, conectarea diodelor cheii tiristoare) ș.a. La funcționarea compensatoarelor de putere mare, în rețeaua electrică ramificată frecvența de repetare a efectelor sus numite poate să fie înaltă. Durabilitatea proceselor tranzitorii caracterizează acționarea rapidă a compensatorului static. Evident, că într-o măsură mai mare procesele tranzitorii vor apărea la pornirea CST, la trecerea din regimul de consum la regimul de generare a puterii reactive și invers. Schema echivalentă, care reflectă regimurile indicate, poate fi adusă la forma unui circuit foarte simplu, ce este alcătuit din elementele r, R, C (fig. 2.27). În acest caz avem:
(2.55)
(2.56)
Pe baza condițiilor inițiale, pentru curentul conturului variabil și tensiunea pe condensator se vor obține expresiile:
(2.57)
(2.58)
unde
– mărimile inițiale ale curentului în inductivitate și tensiunii pe condensator; ψ – unghiul de fază, ce determină momentul de conectare a conturului sau modificările tensiunii rețelei, Umax – amplitudinea tensiunii rețelei.
Pentru schemele reale ale compensatoarelor de putere mare, care nu au pierderi esențiale, introducând mărimile și în (2.57) și (2.58) la condițiile inițiale nule, determinăm amplitudinile componentelor libere ale curentului și tensiunii:
(2.59)
Amplitudinile curentului și tensiunii au valori mai mari când :
(2.60)
unde – tensiunea instalată, – curentul instalat.
Expresiile (2.57) și (2.58) permit de a lua în considerație și condițiile inițiale. Spre exemplu, expresia pentru determinarea amplitudinii curentului când va avea forma:
(2.61)
unde – schimbarea relativă a tensiunii.
În tabelul 2.1 sunt prezentate rezultatele calculelor armonicilor amplitudinilor curentului rețelei pentru diferiți parametri ai filtrelor și inductivității înainte de conectare.
Tabelul 2.1
Amplitudinile armonicilor curentului la procesele tranzitorii I*
Mărimea caracterizează regimul conectării conturului de variații la condițiile inițiale nule. – regimul schimbării tensiunii rețelei cu 50 % sau transferarea regimului de funcționare a compensatorului din regimul de consum în regimul de livrare. După cum rezultă din relațiile (2.55) – (2.58),constanta de timp de înăbușire a proceselor tranzitorii în mod esențial depinde de puterile active ale conturului de variații:
(2.62)
Durabilitatea proceselor tranzitorii în filtre se poate de micșorat, micșorând calitatea reactorului. Astfel, pentru valoarea 50 a calității reactorului, obținută în rezultatul creșterii pierderilor în oțel (α = 0,4,tab.2.2), constanta de timp a filtrului armonicii a 3-a va scădea până la 120 ms, iar filtrului de armonica a 5-a – până la 70 ms. Se cunoaște, că micșorarea calității filtrului până la 10 la frecvența industrială nu se reflectă asupra eficacității funcționării lui. Creșterea pierderilor în reactor nu influențează esențial asupra circuitului filtrocompensator și se poate reda prin relația:
(2.63)
unde q – calitatea reactorului la 1-ea armonică, Δη – relația dintre pierderile în filtru și mărimea puterii reactive generate.
Tabelul 2.2
Caracteristicile pierderilor în reactoare la curent nominal
Trebuie de menționat, că procese analogice loc și în conturul de variații, format de inductivitatea rețelei cu capacitatea bateriei de condensatoare șuntate și care are frecvența de rezonanță corespunzătoare. Din analiza proceselor tranzitorii reiese un șir de concluzii:
existența în schemele CST a filtrelor și bateriilor de condensatoare șuntate în regimuri tranzitorii cauzează apariția în componența curentului rețelei a componentei da variații, comesurabilă cu valoarea stabilită a 1-ei armonici a curentului.
durabilitatea proceselor tranzitorii în filtre, circuitele filtrocompensatoare și în bateriile de condensatoare șuntate când calitatea reactoarelor la frecvența primei armonici nu este mai mică de 100 și coeficientul pierderilor dielectrice nu mai mic de 0,5 %, se apreciază cu valorile nu mai mici de 0,5 s pentru procesul de variație cu frecvența 150 Hz, 0,3 s – cu frecvența 250 Hz și 0,2 – cu frecvența 350 Hz.
există posibilitatea principială de micșorare a durabilității proceselor tranzitorii în filtrele și circuitele filtrocompensatoare pe calea scăderii calității reactoarelor. Însă mărirea pierderilor în reactoare va necesita un sistem de răcire mai complicat.
=== Capitolul 3 ===
SISTEME DE COMANDĂ ALE SURSELOR STATICE DE COMPENSARE
3.1 Schema de comandă a convertorului pe bază de tiristoare cu structură modificată.
În prezent, dispozitivele contemporane de perspectivă, ce asigură comanda proceselor tehnologice sunt convertoarele cu tiristoare (CvT) cu structura modificată a schemei de forță și care au borne de ieșire reglabile de curent continuu și alternativ monofazat. Schema electrică principială a unui astfel de CvT cu modelatorul blocului de forță modificat și dispozitivul de comandă, realizat pe baza elementelor electronicii, este prezentată în figura de pe coala 4 (Schema de comandă și sistemul automat al CST). La intrarea CvT, de la rețea se livrează tensiune alternativă de alimentare ~Uintr, egală cu 220 V sau 380 V (frecvența – 50 Hz).
CvT analizat este alcătuit din regulatorul diodo-tiristoric pe tiristoarele de forță VS1, VS2 și diodele VD1, VD2, sistemul de comandă cu tiristoare de putere mare, aparate de control și elementul de semnalizare. El prezintă, în general, modulatorul convertor multifuncțional, care are posibilitatea să funcționeze în regimurile de curent continuu și alternativ la realizarea metodei necesare de încercare a izolației echipamentului electric al transformatoarelor stațiilor de transformare, centralelor electrice, rețelelor de distribuție, liniilor electrice de transport. Puntea de conexiune de forță a regimului de funcționare (alternativ sau continuu) modifică structura blocului de forță a CvT.
Funcționarea CvT în regimul regulatorului de tensiune alternativă sau de redresare se determină cu schema de conectare a sarcinii Rs1, Rs2 la bornele de ieșire a convertorului (vezi fig. din coala 4). Pentru obținerea tensiunii alternative reglabile ~Uieș, puntea de conexiune de înlocuire se instalează între bornele 3 – 4 și se conectează sarcina Rs1, iar pentru crearea tensiunii de redresare reglabile =Uieș, puntea de conexiune se instalează între bornele 1 – 2 și se conectează sarcina Rs2. La funcționare în regimul regulatorului de tensiune alternativă, tiristoarele de putere mare VS1 și VS2 sunt conectate consecutiv cu diodele de forță VD1 și VD2 corespunzător. Cele două ramuri obținute sunt conectate paralel-opuse (vezi fig.3.1,a). Curentul alternativ la ieșirea CvT se scurge prin rezistorul de amortizare (sau bobina de reactanță) la partea primară a transformatorului de măsurări a instalației pentru determinarea izolatorului defectat. La funcționarea regulatorului în regimul tensiunii continue, tiristoarele VS1 și VS2 și diodele VD1 și VD2 formează puntea de comandă (vezi fig.3.1,b), de pe diagonala căruia tensiunea de redresare se dă la sarcina de curent continuu Rs2 pentru încălzirea și uscarea părții active ale transformatoarelor trifazate de forță cu puterea 40 MV·A.
La CvT prin schema monofazată cu o punte a redresorului, realizat pe baza diodelor semiconductoare VD13 și VD16, este conectat voltmetrul universal PV. În partea din spate a CvT este amplasat comutatorul regimului de modificare a tensiunii de ieșire (de redresare sau alternative) SA2 în două poziții: = sau ~.
Ventilatorul cu motorul electric M (vezi fig. din coala 4) realizează răcirea blocului de forță la aparatele semiconductoare VS1, VS2, VD1, VD2. Complectarea lor cu radiatoare standarde și ventilarea asigură funcționarea CvT în regimurile de durată cu sarcină nominală, și de asemenea la supraîncărcările esențiale în regimurile de scurtă durată și repetate-de scurtă durată. Protecția tiristoarelor de forță VS1 și VS2 și diodelor VD1 și VD2 de la supratensiuni este realizată cu filtre- RC: C2 R13, C3 R14, C4 R15, C5 R16. Semnalizarea aplicării tensiunii pe CvT se îndeplinește cu lampă cu neon HL1 (TH–0,2) cu rezistor conectat consecutiv R12. Comutatorul SA1 în trei poziții (220-0-380V) asigură conectarea CvT la rețelele electrice de distribuție de 220 și 380 V.
CvT elaborat se deosebește de convertoarele staționare cunoscute prin schema de comandă simplă, fiabilă și stabilă a tiristoarelor de forță de putere mare VS1, VS2, realizată pe baza metodei fazice de impulsuri cu utilizarea tranzistoarelor, tiristoarelor de putere mică, diodelor, stabilitroanelor, și conține un număr nu prea mare de elemente ale radioelectronicii.
Sistemul de comandă cu tiristoare include transformatorul de separare TV cu tensiunea 380/220/42 V (puterea – 30 W) cu comutatorul SA1, stabilitroanele VD3,VD4, tranzistoarele VT1 – VT3, tiristorul de putere mică VS3, puntea de redresare VD5 – VD8, diodele divizoare VD9, VD10, stabilizatorul semnalelor de comandă pe stabilitroanele VD11, VD12, condensatorul C1 și rezistoarele R1 – R11. Parametrii elementelor schemei de comandă sunt calculați la alimentarea de la rețeaua de 220 și 380, de aceea în cazul conectării CvT la tensiunea indicată nu este necesară ajustarea schemei. Lampa HL2 (CM – 36) semnalizează despre aplicarea tensiunii la schema de comandă.
Comanda tiristoarelor de forță VS1, VS2 se realizează cu ajutorul tiristorului de putere mică VS3, conectat în serie cu redresorul punte VD5 – VD8. Dispozitivul de comandă, schema căruia este prezentată în fig.1, permite de a mări diapazonul de reglare până la 1800, iar tiristorul VS3, conectat în diagonala punții de redresare VD5 – VD8, – de reglat tensiunea prin canalele de comandă ale tiristoarelor de forță VS1, VS2 (pe sarcină) în decursul ambelor semiperioade ale tensiunii.
În dispozitivul de comandă a CvT este realizată una din metodele fazice cu impulsuri de comandă cu tiristorul VS3 – comanda integrală. Ea constă în aceea că, la intrarea generatorului de impulsuri se petrece o comparare (fig. 3.2) a tensiunii constante (curba 1) și a tensiunii ce se modifică după valoare (curba 2). În momentul de egalitate a acestor tensiuni se generează impulsul de comandă 3 cu tiristorul VS3. După cum se observă din fig. 3.2, modificarea momentului apariției impulsului de comandă, adică decalarea fazei lui, se realizează în dispozitivul de comandă prin modificarea vitezei de creștere a tensiunii alternative (2').
În dispozitivul electronic examinat, la canalul de comandă a tiristorului VS3 tensiunea este aplicată pe parcurs cît t = 0 de la momentul egalității tensiunii constante și tensiunii până la sfârșitul semiperioadei tensiunii rețelei de alimentare Uintr, adică până la momentul descărcării condensatorului C1. La deschiderea tiristorului VS3, prin stabilitronul VD11, VD12 trece un curent, care creează pe aceste stabilitroane cădere de tensiune, care la rândul său prin diodele semiconductoare divizoare VD9, VD10 și rezistoarele R10, R11 apare consecutiv pe electrozii de comandă a tiristoarelor de putere mare VS1, VS2. Tiristoarele de forță CvT, deschizându-se corespunzător în ambele semiperioade a tensiunii impuse ale rețelei, conduc curentul monofazat alternativ prin rezistorul de amortizare (sau bobina de reactanță) la înfășurările conectate în paralel sau în serie ale transformatorului de măsurare din instalația mobilă pentru încercări la tensiuni înalte .
Variind valoarea rezistenței rezistorului R1, se poate de schimbat timpul de încărcare a condensatorului C1și corespunzător momentul de deschidere a tiristorului de putere mică VS3. Aceasta permite de reglat tensiunea (cu voltmetrul PV) și curentul (cu ampermetrul PA) la partea inferioară a transformatorului de măsurări ale instalației, și deasemenea curentul de străpungere a izolației defectate.
3.2 Sistemul de comandă cu chei-tiristoare al compensatorului de putere reactivă
Bateriile de condensatoare, comutate prin chei tiristoare (CT) este o metodă efectivă pentru îmbunătățirea regimurilor în sistemele de alimentare cu energie electrică cu sarcini rapid schimbătoare. Comutația CT la astfel de dispozitive se efectuează, de regulă, prin impulsurile de comandă de durata 100 –1050 (aici și în continuare se are în vedere grade electrice), fixate rigid în comparație cu valorile nule ale tensiunii de alimentare a rețelei. O astfel de durată a impulsurilor de comandă este necesară numai în perioada conectării tiristoarelor pentru excluderea proceselor tranzitorii posibile, care pot apărea la conectarea condensatoarelor în rețea.
În perioadele ce urmează, când condensatoarele se încarcă până la valoarea amplitudinală, conectarea tiristoarelor se realizează numai prin frontul de comandă a impulsului. De aceea durata impulsului în aceste regimuri este rațional de păstrat, în scopul îmbunătățirii caracteristicilor electrice ale tiristoarelor.
Altă problemă, caracteristică pentru bateriile condensatoare comutate prin tiristoare, este asigurarea fiabilității lor în funcționare în condițiile existenței curenților nesinusoidali și tensiunii de alimentare a rețelei, defazajului momentelor trecerii curentului prin zero în dependență de tensiune, și deasemenea căderilor posibile ale curenților până la valori nule.
Folosirea în sistemele de comandă ale bateriilor de condensatoare ce dirijează impulsurile de durata 100 –1050, nu exclude posibilitatea transmiterii lor pe electrozii de comandă în aceste momente nefavorabile de timp, în rezultatul cărora se încalcă consecutivitatea conectării tiristoarelor (ruperea comutației), iar uneori se întâmplă și deconectarea celor din urmă.
Înlăturarea acestor neajunsuri în sistemul de comandă cu CT a bateriilor de condensatoare permite dispozitivul de formare a impulsurilor de comandă, ce se analizează în continuare.
La baza sistemului de comandă stă criteriul modificat de formare a impulsurilor de comandă a tiristoarelor. În momentul apariției comenzii în sistemul de comandă pentru conectarea bateriilor de condensatoare, mai întâi se formează primul impuls de comandă a fiecărui tiristor de durata 100 –1100, toate celelalte impulsuri de comandă ce urmează sunt scurte, de durata 3 – 50.
Sistemul de comandă este destinat pentru conectarea la rețeaua de alimentare și deconectarea câtorva secții de baterii de condensatoare cu ajutorul tiristoarelor paralel-opuse în fiecare fază a secției. Comanda către conectare (deconectare) a unei sau altei secții, primită de la dispozitivul de reglare, se determină prin valoarea puterii reactive de unghiul sarcinii.
Fig. 3.3.Schema principială de comandă cu cheile tiristoare
Sistemul de comandă prevede dirijarea pe faze a condensatoarelor fiecărei secții.
În figura 3.3 este prezentată schema principială a sistemului de comandă a secțiilor cu tiristoare. Sistemul de comandă conține trei canale identice de comandă K1 – K3, fiecare dintre care efectuează corespunzător comutarea tiristoarelor T1 –T2, T3 – T4 și T5 – T6. Comutarea se realizează pe fază după comenzile Uy1 – Uy3, ce sunt primite de la regulatorul de putere reactivă. Sincronizarea canalelor de comandă K1 – K3 se realizează cu ajutorul transformatorului de sincronizare după tensiunile rețelei corespunzător UAB, UBC și UCA.
Funcționarea sistemului de comandă poate să fie examinată după exemplul de funcționare al unui canal de comandă și poate fi explicată prin diagramele funcție de timp (fig. 3.4). Tensiunea de linie UAB cu ajutorul integratorului DA1 se transformă în tensiune, ce este defazată față de el cu 90º. Această tensiune apare la intrarea comparatorului DA2 la ieșirea căruia se formează impulsuri de durata 180º,frontul cărora coincide cu începutul semiarmonicii pozitive a tensiunii de ieșire al integratorului DA1. Impulsurile de pe elementul DA2 apar la bornele de intrare a modelatorului de impulsuri de scurtă durată 3 – 5º, compus din elementele logice NE DD1.1 și DD1.2, care exclude sau DD2 și monovibratorul DD3.2.
Frontul impulsurilor scurte coincide cu valorile maximale ale semiarmonicilor pozitive și negative ale tensiunii UAB, iar frontul impulsurilor de lungă durată – cu valorile maximale ale semiarmonicii pozitive a acestei tensiuni. La absența comenzii Uy1 la conectarea bateriilor de condensatoare, ce apare de la intrarea regulatorului de putere reactivă, trigherile DD4.1 și DD4.2 se află în stare inițială, cu toate acestea semnalele la ieșirile multicompensatorului DD5sunt egale cu zeroul logic. La apariția în momentul de timp t1 a semnalului Uy1 de pe regulatorul de putere reactivă pe frontul impulsului strabilitronului UD1, ce coincide cu începutul semiarmonicii pozitive a tensiunii UAB, triggerul DD4.1 în momentul de timp t2 se comutează la ieșirea lui, cuplată cu multicomlexorul DD5, va apărea un semnal unitar care va deschide multicomplexorul. La introducerea semnalului la intrarea acestui multicomplexor în momentul de timp t3, alcătuit de monovibratorul DD3.1, la ieșirea Y1 a multicomplaxorului va apărea un impuls de lungă durată, iar la introducerea semnalului în momentul de timp t4 pe altă intrare a aceluiași multicomplexor, format de monovibratorul DD3.2, pe ieșirea Y2 a multicomplexorului va apărea un impuls scurt. În momentul de timp t5 la ieșirea triggerului DD4.2 va apărea semnalul unitar, și atunci prin multicomplexorul DD5 vor putea trece impulsurile de la ieșirea monovibratorului DD3.2, adică se va petrece numai formarea impulsurilor scurte.
Impulsurile de pe ieșirile Y1 și Y2 ale multicomplexorului DD5, ce apar pe elementele 2И DD7.1 și DD7.2, permit trecerea impulsurilor de frecvență înaltă (4 – 5 kHz) de la generatorul de impulsuri DD6 și în acest fel contribuie la formarea impulsurilor de comandă de frecvență complexă a tiristoarelor T1 și T2.
Deconectarea condensatorului de la rețeaua de alimentare se petrece în felul următor. În momentul de timp t6 dispare semnalul UY1 de pe regulatorul de putere reactivă, și în momentul de timp t7 la începutul semiarmonicii pozitive a tensiunii UAB triggerul DD4.1 se comutează, la ieșirea lui cuplată cu multicomlexorul DD5, apare semnalul zeroulului logic, în rezultatul căruia se închide multicomplexorul.
La utilizarea câtorva secții de baterii de condensatoare în sistemul de comandă este necesar de adăugat pentru fiecare secție elementele DD4, DD5 și DD7, și de asemenea amplificatoare de ieșire.
O trăsătură deosebită a acestei scheme sunt proprietățile de protecție ale ei, care asigură deconectarea secțiilor bateriilor de condensatoare la distorsiunile posibile ale curentului. Acest dispozitiv asigură îmbunătățirea caracteristicilor electrice de comandă a tiristoarelor secțiilor de comutare ale bateriilor de condensatoare. Principiul de formare a impulsurilor de comandă a cheilor tiristoare, asigură protecția compensatorului de putere reactivă față de ruperea comutației la distorsiunea curenților și tensiunilor în unghiul sarcinii sistemului de alimentare cu energie electrică.
3.3. Sistemul automat de comandă a compensatorului static cu tiristoare
În fig.3.5 este prezentată schema CST pentru uzina metalurgică (or. Rîbnița) cu cuptoare cu arc electric (CATO) și agregate pentru prelucrarea oțelului (APO). Funcționarea CST asigură compensarea rapidă a sarcinii puterii reactive și îmbunătățirea indicatorilor de calitate a energiei electrice. Astfel, coeficientul sarcinii puterii reactive cosφ s-a mărit de la 0,7 până la 0,97, variațiile de tensiune în rețea au fost micșorate de 3 ori. În afară de aceasta, funcționarea CST a simplificat utilizarea echipametului pentru cuptoarele electrice și a sporit productivitatea CATO – timpul de topire s-a micșorat cu 20 min față de durata inițială 150 min, cheltuielile specifice de energie electrică la 1 t de oțel topit au scăzut cu 3,3 %.
Fig.3.5. Schema liniară a CST și sistemul de comandă.
Semnalele de intrare ale SAR sunt semnalele primite de la transformatorul de curent, instalate în linia ce unește transformatorul de alimentare cu barele 35 kV, de la transformatoarele de curent ale CATO, IFC, GTR și de la transformatoarele de tensiune pe barele 35 kV.
Semnalele de ieșire ale SAC (șase canale) se amplifică și se transformă în impulsuri de forma corespunzătoare în dulapul de comandă cu ventilatoarele tiristoare și prin legăturile electromagnetice apar pe tiristoarele ventilatoarelor de tensiune înaltă a CST.
Sistemul de comandă automat include în sine:
sistemul de reglare a curentului GTR;
sistemul de protecție a GTR;
sistemul de automatică a GTR;
sistemul de semnalizare, control și diagnostică a ventilatoarelor tiristoare și SAC.
Sistemul de reglare a curentului GTR asigură compensarea pe faze cu acțiune rapidă a variațiilor curentului reactiv al sarcinii prin schimbarea automată a fazei de impulsuri de comandă a GTR.
Sistemul de protecție a GTR realizează blocarea impulsurilor de comandă în caz de supraîncărcarea GTR și depășirea componentei constante a curentului fazei valorii admisibile.
Sistemul de automatică asigură deschiderea și închiderea impulsurilor de comandă ale GTR la apăsarea butonului „Start” și „Stop”, și regimul de funcționare cu unghiul de comandă fixat pe durata de 2s după aplicarea semnalului de conectare a transformatorului cuptorului electric și RAR momentană după închiderea GTR de la protecția SAC.
Sistemul de semnalizare, control și diagnostică a refuzurilor îndeplinește indicațiile stării de funcționare nesatisfăcătoare a SAC, indicarea permanentă ai parametrilor de bază a CST și controlul defectărilor nodurilor de bază a SAC și căutarea elementelor deteriorate ale sistemului.
Sistemul automat de comandă a CST este alcătuit din două dulapuri de același tip, care împreună prezintă un sistem de comandă unic. Însă, un dulap se află în stare funcționare, iar al doilea – în rezervă. Ieșirile și intrările dulapului de bază și a celui de rezervă sunt conectate în paralel, iar circuitele de intrare de curent în serie. La apariția unor defecte în dulapul de bază se scoate alimentarea de la circuitele sale de ieșire și se instalează la circuitele de ieșire ale dulapului de rezervă. Descoperirea defectelor și comutarea sursei de alimentare se realizează automat cu ajutorul protecțiilor și comutatorului complectelor. Dimensiunile fiecărui dulap nu sunt mai mari de 2200×600×600 mm, masa – nu mai mare de 300 kg.
3.4 Determinarea parametrilor optimali al sistemului de comandă.
Îmbunătățirea stabilității și amortizării oscilațiilor în sistemul electromagnetic (SEE) poate să fie obținută pe calea utilizării compensatoarelor statice de putere reactivă cu tiristoare (CST) cu acțiune rapidă. Aplicarea efectivă a acestor dispozitive se asigură prin coordonarea funcționării sistemelor de comandă a generatoarelor sincrone (GS) a SEE și CST, care se realizează cu ajutorul regulatoarelor microprocesoare și metodelor tehnicii informaționale.
După cum au arătat mai multe cercetări, valoarea optimală a acționării rapide al CST depinde de parametrii sistemului electric și de regimul de funcționare a GS. Necorespunderea acționării rapide a CST ce se modifică după structură și starea SEE poate să ducă la înrăutățirea calității reglare și neeficacității de amortizare a oscilațiilor în sistem. Pentru soluționarea acestei probleme este necesară introducerea schimbării automate a coeficientului de reglare a CST și GS și coordonării lor, ceea ce dă posibilitatea de menținere a reglării optimale a regimului sistemului la schimbarea parametrilor rețelelor electrice. Însă va fi necesară organizarea canalelor de comandă suplimentare și contururilor de legătură inversă a GS și CST. Deoarece comportarea CST în regimurile dinamice depinde de numărul aparatelor de funcționare, puterea lor, parametrii sistemului electric și GS, alegerea instalațiilor sistemului de reglare este o problemă destul de complicată. Alegerea se poate de realizat cu ajutorul metodelor teoretice a comenzii optimale, ceea ce este legat de un șir de dificultăți cunoscute cu caracter de calcul.
În legătură cu aceasta este necesar de ales structura sistemului coordonat de comandă a dispozitivelor SEE, de determinat valorile optimale ale coeficienților de amplificare a acestor dispozitive și metodelor de corecție a lor în procesul de schimbare a regimurilor sistemului energetic.
În continuare va fi prezentată soluționarea problemei pe calea utilizării descompunerii pe un timp oarecare a parametrilor sistemului electric. La baza principiului de comandă separarea proceselor, ce se petrec în sistem după viteza lor de scurgere. Din modelul general al sistemului se evidențiază sistemele independente, ce se caracterizează printr-un interval de timp de comandă deosebit, iar apoi pentru fiecare din ele se alcătuiește legea comenzii optimale și se determină parametrii regulatoarelor. O astfel de abordare permite elaborarea sistemului de comandă cu două nivele a SEE, nivelul superior a cărei pe baza valorilor alternative măsurate a stării, formează influența coordonată pentru sistemele de reglare a dispozitivelor sistemului electric. În acest caz pentru fiecare stare SEE se asigură distribuția optimală a funcțiilor între sistemele de reglare a CST și GS.
Algoritmul alegerii structurii și parametrilor sistemului de comandă coordonat este bazat pe metodele asimptotice ale teoriei perturbațiilor singulare.
Fig. 3.6. Schema de comandă a sistemului electroenergetic
Pentru SEE, ce conține GS, care funcționează în sistemul de putere infinită, și CST, racordat la stația de transformare intermediară a liniilor electrice de transport (fig.3.6), modelul liniarizat poate fi prezentat în forma:
(3.1)
unde –vectorul stării modelului SEE cu utilizarea curenților în calitate de variabile;
– vectorul de comandă a sistemului coordonat de comandă a GS și CST;
∆IBd și ∆IBq – creșterea curentului CST după axele d și q;
∆B – creșterea conductibilității CST;
U1 și U2 – influențele de comandă a regulatoarelor GS și CST.
Vectorul stării X se poate de împărțit în doi vectori X1 și X2:
care caracterizează procesele, ce se deosebesc după viteza de scurgere. O astfel de separare se poate realiza pe calea analizei valorilor proprii ale matricei stării A. În acest caz modelul inițial va căpăta forma:
(3.2)
Introducând în aceste relații schimbarea coordonatelor:
(3.3)
unde matricele L și H se determină în rezultatul calculului integral al egalităților matricelor algebrice:
(3.4)
se poate de obținut modelul matematic al SEE în variațiile noi și :
(3.5)
unde:
În rezultatul descompunerii s-au obținut două dependențe ale subsistemului, ce caracterizează procesele cu timp diferit de scurgere a lor. Trebuie de menționat, că la descompunerea ce se efectuează cu ajutorul metodei date, influența de comandă U rămâne neschimbată. Deoarece pentru cazul examinat vectorul de comandă este prezentat în forma (3.1), sistemul de egalități (3.5) se poate prezenta în felul următor:
(3.6)
Dacă în calitate de criteriu al funcționării optimale a SEE se va utiliza criteriul pătratic:
(3.7)
unde matricele coeficienților cantitativi au forma:
și
atunci, introducând relația variațiilor (3.3) în formula (3.7), se poate de obținut criteriul optimal ale subsistemelor:
(3.8)
unde:
(3.9)
Utilizând criteriul optimalității subsistemelor (3.8), legea de comandă a GS și CST se poate de prezentat în forma:
(3.10)
unde matricele P1 și P2 se determină în rezultatul soluționării egalităților corespunzătoare Rikkati, iar matricele K1 și K2 prezintă coeficienții regulatoarelor GS și CST.
Structura comenzii de coordonare a SEE este prezentată în figura 3.6. Pe nivelul superior al sistemului de comandă conform rezultatelor măsurărilor parametrilor regimului SEE pe cale de programare, se rezolvă problema transformării informației și evidențierea modelelor de calcul independente. Pe nivelul inferior de comandă se determină problema calculului coeficienților de amplificare a regulatoarelor și prelucrarea influențelor de comandă.
Eficacitatea metodei coordonate de comandă poate fi demonstrată în exemplul SEE din fig.3.6, ce conține:
GS cu parametrii,
linie de transport a energiei cu parametrii,
compensator static de putere reactivă cu parametrii,
În calitate de model matematic al GS este utilizat modelul cu stări variabile (3.1). Descrierea matematică a sistemului de comandă a CST este redată în corespundere cu schema, prezentată în fig.3.7.
Fig. 3.7. Schema de comandă a CST
Pentru exemplul dat sunt acceptate următoarele valori ale coeficienților matricelor Q și R ale criteriului:
Aceste valori pentru SEE examinat sunt aleși pe cale empirică, reieșind din condiția particularităților dinamice ale sistemului.
Valorile proprii ale matricei stării A modelului (3.1) la parametrii aleși ai SEE sunt egale:
Tabelul 3.1
Rezultatele calculului
Analiza valorilor proprii ale matricei A permite de evidențiat în sistem două procese de bază, ce se deosebesc prin varierea în timp:
electromecanice lente și tranzitorii în sistemul de excitație (-0,1816 ± j0,8928; -1,1720; -3,3405);
electromagnetice rapide în înfășurările statorice și amortizoare ale GS și conturului CST (-10,8217 ± j7,5773; -10,9275 ± j313,053; -37,786; -51,153; -72,156).
În corespundere cu aceasta vectorul variațiilor stării X poate fi descompus în doi vectori secundari:
(3.11)
Folosind schimbarea variațiilor (3.3) și îndeplinind descompunerea sistemului (3.4), pe nivelul superior prin procedeul de programare se realizează separarea modelului inițial al SEE (3.1) în două sisteme de egalități independente (3.6).
În continuare pe baza relației (3.9) se determină legea comenzii suboptimale a fiecărei din subsistemele evidențiate. Matricele coeficienților de amplificare a regulatoarelor GS și CST pentru regimul calculat al SEE corespunzător vor fi egale:
În fig.3.8 a, b, c (curba 1) sunt prezentate procesele tranzitorii (dimensiunile ∆δ, ∆ω, și ∆U2) la perturbații în sistem (deconectarea unei linii de transport a energiei).Tot aici sunt prezentate și procesele tranzitorii la absența în sistemul de comandă a GS și CST a comenzii coordonate (curba 2), și de asemenea la comanda optimală a SEE (curba 3) figura3.8.
Rezultatele prezentate demonstrează eficacitatea metodei examinate de alegere a parametrilor sistemelor de reglare a GS și CST și corespunzător legii de comandă a lor. Procesele de amortizare a oscilațiilor în acest caz sunt apropiate celor optimale, obținute conform metodei întregi a SEE (3.1). În acest caz timpul calculului coeficienților de amplificare a reglatoarelor după descompunerea modelului, ceea ce are o valoare însemnată la regimurile rapide ale SEE. În afară de aceasta structura sistemului de comandă coordonat și realizarea lui sunt esențial mai simple.
=== Capitolul 6 SAV ===
PROTECȚIA MUNCII ȘI MEDIULUI AMBIANT
6.1 Securitatea electrică la exploatarea bateriilor de condensatoare
Securitatea activității vitale este un sistem de acte legislative, activități și mijloace social-economice, organizatorice, tehnice, igienice și curativ-profilactice, ce asigură securitatea, menținerea sănătății și capacității de muncă ale omului în procesul muncii.
Sistemul standardelor de securitate a muncii propune o terminologie unică și definirea noțiunilor de bază în domeniul securității muncii și stabilește folosirea lor obligatorie în documentele de tot genul, concretizând totodată și normele generale de securitate pentru toate tipurile de întreprinderi și pentru toate echipamentele ce se includ în ele.
Gravitatea electrocutării depinde în mare măsură de modul de atingere ți tipul rețelei. Atingerea directă a unor elemente care fac parte din circuitele curenților de lucru poate fi uneori periculoasă, chiar dacă rețeaua în momentul atingerii este scoasă din funcțiune, fiind deconectată prin întrerupătoare și separatoare. Pericolul se poate datora capacității rețelei, deoarece, după scoaterea de sub tensiune, rețeaua rămâne încărcată cu sarcini electrice capacitive, sau se poate datora unor tensiuni induse, produse de influența electrostaticii sau electromagnetice ale altor linii de transport de energie electrică aflate în apropiere.
În cazul unei încărcări cu sarcini electrice datorită capacității rețelei (rămasă după scoaterea de sub tensiune), în momentul atingerii de către om a unei porțiuni neizolate a rețelei, are loc o descărcare prin corpul acestuia. Valoarea curentului care trece prin om depinde în acest caz de tensiunea rețelei, de capacitatea rețelei, rezistența corpului și de timpul de descărcare. În acest caz, timpul are un rol mai favorabil, deoarece valoarea curentului scade în timp. Dintre rețelele cu tensiuni de lucru sub 1000V, cele de cablu prezintă capacități care trebuie luate în considerație în ceea ce privește pericolul de electrocutare datorat descărcărilor de sarcini electrice. Rețelele aeriene de joasă tensiune (sub 1000V) au, în general, capacități mici. Totuși și în cazul acestora trebuie luate măsuri de descărcare a tensiunii remanente după deconectare. Rețelele peste 1000V, atât cele de cablu cît și cele aeriene sau aparate sunt periculoase, deoarece sarcinile electrice datorită capacității au valori mari. Deci, la deconectarea condensatoarelor de la rețea, ele se pot afla sub tensiune de la zero până la 2Um, unde Um – valoarea amplitudinală a tensiunii și se poate determina din relația:
unde Unom – tensiunea nominală a rețelei.
Dacă un om este izolat față de pământ și atinge două conductoare ale unei rețele întrerupte, însă rămasă sub tensiune datorită capacității, curentul care se închide prin om se va determina în funcție de timpul care s-a scurs din momentul atingerii (proces tranzitoriu):
unde: C12 – capacitatea între cele două conductoare atinse;
t – timpul care s-a scurs din momentul atingerii;
– valoarea maximă a curentului în momentul atingerii (t=0).
În cazul în care omul fiind neizolat de pământ atinge un singur conductor al rețelei, curentul care trece prin el se determină cu relația:
unde: C11 este capacitatea față de pământ a unui conductor;
C12 – capacitatea dintre conductoare.
Din cele menționate mai sus, reiese că înainte de a lucra la elementele conductoare de curent, nu este suficientă numai scoatere acestora de sub tensiune, ci este necesară și aplicarea dispozitivelor de scurcircuitare și legare la pământ care sunt destinate să descarce rețeaua de sarcinile electrice remanente. Trebuie de menționat că folosirea garniturii de scurcircuitare și legare la pământ are rol deosebit de important și în prevenirea apariției accidentale a tensiunii la locul de muncă, fie datorită unor manevre greșite, fie unor influențe electrostatice sau electromagnetice.
Instalațiile cu condensatoare sunt utilizate pentru creșterea nivelului de compensare a puterii reactive și reglării tensiunii în instalațiile electrice cu tensiunea de la 0.22 kV până la 10 kV inclusiv, la frecvența 50 Hz, și sunt cuplate cu elementele paralel inductive ale instalațiilor electrice pentru consumatori.
Instalație cu condensatoare se numește instalația electrică, care este compusă din condensatoare, respectiv și echipamentul electric ajutător (întrerupătoare, separatoare, descărcătoare, dispozitive de reglare, protecție ș.a.m.d.). În componența instalației cu condensatoare intră una sau câteva baterii de condensatoare sau din unul sau mai multe condensatoare unice instalate separat, conectate la rețea prin aparatele de comutație.
Baterii de condensatoare se numește un grup de condensatoare unitare, cuplate electric între ele.
Instalație cu condensatoare, protecția lor și amplasarea trebuie să corespundă cerințelor NAIE (Normele de Amenajare a Instalațiilor Electrice). Se acceptă utilizarea îmbinărilor aparatajului de pornire a bateriilor de condensatoare, ce nu au regulatoare automate de putere, cu aparatajul de pornire a altor agregate, adică să se realizeze compensarea individuală a puterii reactive.
În încăperi cu baterii de condensatoare (independent de amplasarea lor) trebuie să fie prezentă:
schema principială monofilară a instalației cu condensatoare cu indicarea curentului nominal al siguranțelor fuzibile, ce protejează condensatoarele separate, o parte sau toată instalația cu condensatoare, și de asemenea trebuie să fie indicat valoarea curentului releului maximal de curent în caz de folosire a releului de protecție;
termometru sau alt aparat pentru măsurarea temperaturii mediului înconjurător:
tijă specială pentru controlul descărcării condensatoarelor;
mijloace antiincendiare – stingător, ladă cu nisip și făraș.
Termometrul sau traductorul său se instalează în locul cel mai fierbinte al bateriei între condensatoare la mijloc, în așa mod, ca să fie asigurată posibilitatea de a urmări indicațiile sale fără deconectarea condensatoarelor și îndepărtarea barierelor.
În pașaportul bateriei de condensatoare trebuie să fie inclusă lista condensatoarelor cu numărul de ordine indicat, numărului de la uzină, data instalării, tensiunea nominală, puterea și capacitatea fiecărui condensator în corespundere cu cele indicate pe panoul uzinei producătoare, și bateriei de condensatoare în întregime.
Pentru bateriile de condensatoare cu puterea mai mare de 200 kvar instalarea dispozitivelor de reglare automată a puterii condensatoarelor este strict necesară. Vremelnic, înaintea instalării dispozitivelor de reglare automată a puterii instalației cu condensatoare, se admite reglarea manuală a puterii prin conectarea și deconectarea bateriilor de condensatoare, sau secției ei de către personalul de serviciu după grafic, care este la întreprinderea dată și acceptat de organizația de alimentare cu energie electrică. Toate operațiunile ce țin de conectarea și deconectarea bateriilor de condensatoare se realizează în corespundere cu cerințele impuse de „Normele tehnicii de securitate la exploatarea instalațiilor electrice a consumatorilor”. Conectarea bateriei de condensatoare este interzisă în timpul, când tensiunea pe barele colectoare întrece valoarea maximală admisibilă a condensatorului dat.
Înainte de deconectarea instalației cu condensatoare este necesar de efectuat un control vizual și de convins în disponibilitatea dispozitivului de descărcare.
Controlul descărcării condensatoarelor se realizează cu o bară metalică de descărcare, care trebuie să fie cu siguranță fixată la tija izolantă. Mărimea acestei bare, trebuie să fie aceiași ca mărimea tijei izolante, pentru comutările operative în instalațiile de aceiași tensiune ca și la instalația cu condensatoare.
La reparația curentă a instalațiilor cu condensatoare se realizează:
controlul nivelului de strângere a piulițelor în conexiunile de contact;
controlul vizual al calității cuplării brașamentului la conturul de legare la pământ;
măsurarea capacității fiecărui condensator (pentru condensatoarele cu tensiunea mai mare de 1000 V);
curățirea de praf și alte murdării a suprafețelor izolatoarelor, corpurilor condensatoarelor, aparatajului și carcasei;
înlocuirea secțiilor nereparabile a bateriilor de condensatoare sau condensatoarelor separate.
Capacitatea elementelor separate ale instalațiilor cu condensatoare nu trebuie să întreacă valorile incluse în Norme. Rezultatele măsurărilor capacității condensatoarelor trebuie de prezentat sub formă de protocol.
La creșterea capacității până la valorile indicare în tabelul 1 sau mai mari, condensatorul trebuie de deconectat cu înlocuitorul său.
Posibilitatea utilizării condensatoarelor la tensiunea 1050 V și mai mică, puterea cărora s-a micșorat în rezultatul arderii complete a siguranțelor fuzibile, se determină după instrucțiunile locale, luând în considerație indicațiile tehnice.
Tabelul 6.1
Capacitatea condensatorului
Cerințele standardelor de stat ale condensatoarelor
Standardul real se extinde pe:
instalații cu condensatoare:
condensatoare de putere, realizate pentru asigurarea legăturii de frecvență înaltă pe liniile de transport a energiei electrice, pentru divizoare de tensiune și alegerea puterii, pentru compensarea îndelungată, pentru mărirea coeficientului de putere, de impulsuri, de filtru;
condensatoare de putere și baterii de condensatoare pentru instalațiile electrotermice.
Standardul nu se extinde pe condensatoare, care sunt utilizate în aparatajul electronic. Standardul stabilește cerințele de securitate în construcția condensatoarelor de putere și instalațiilor cu condensatoare.
Condiții generale:
Condensatoarele de putere și instalațiile de condensatoare trebuie să corespundă cerințelor standardului de stat și GOST 12.2.007.0 – 75, GOST 12.2.007.5 – 75.
Condensatoarele trebuie să fie ermetice.
Condensatoarele cu carcasă din metal cu bornele de ieșire izolate de carcasă, trebuie să aibă pe carcasă un bulon de legare la pământ.
Condensatoarele cu carcasă din metal, una din bornele cărora este cuplată cu carcasă, trebuie să aibă pe corp semnul de tensiune înaltă conform GOST 12.4.026 – 76 sau inscripția: „Atent! Carcasa sub tensiune”.
Condensatoarele după deconectarea lor de la rețeaua electrică trebuie să posede, independent de descărcătorul automat, un descărcător individual cu scurcircuitarea bornelor pe rezistor și, de asemenea pe carcasă și pe pământ. Valoarea rezistenței rezistorului trebuie să fie indicată în standarde sau în condițiile tehnice pe diferite tipuri de condensatoare.
Cerințele către diferite tipuri de condensatoare de putere și instalații cu condensatoare:
Condensatoare pentru mărirea coeficientului de putere și condensatoare pentru compensarea de durată.
Condensatoarele cu tensiunea până la 1050 V inclusiv, trebuie să posede siguranțe fuzibile în interiorul corpului, care vor proteja condensatoarele de străpungerea secțiilor.
Pe condensatoarele cu rezistoare de descărcare valoarea amplitudinală a tensiunii după deconectarea condensatorului trebuie să scadă până la 50 V în perioada de timp nu mai mare de:
1 min – pentru condensatoarele cu tensiunea nominală 660 V și mai mică;
5 min – pentru condensatoarele cu tensiunea nominală mai mare de 660 V.
Condensatoarele și bateriile de condensatoare pentru instalațiile electrotermice.
Condensatoarele de răcire cu apă trebuie să admit5ă presiunea apei la ieșirea sistemului de răcire
Rezistența izolației circuitului de comandă și de control a bateriilor de condensatoare trebuie să fie nu mai mică de 1 MΩ la
Carcasa bateriei de condensatoare trebuie să fie înzestrată cu o plastină pentru cuplarea conductoarelor de legare la pământ.
Bulonul de legare la pământ a fiecărui condensator care face parte din baterie, care nu se izolează în raport cu pământul, trebuie să fie cuplat printr-un conductor cu carcasa bateriei.
În bateriile de condensatoare trebuie să fie prevăzute dispozitive pentru asigurarea descărcării condensatoarelor până la tensiune de 50 V în perioada de timp nu mai mult de 1 min după deconectarea lor.
Schemele de conexiune a bateriilor de condensatoare
Bateriile de condensatoare la tensiunea mai mare de 10 kV sunt alcătuite din condensatoare monofazate conectate paralel în consecutivitate. Numărul rândurilor consecutive de condensatoare se alege în așa mod, ca în regimurile normale de funcționare sarcina de curent pe condensatoare să nu întreacă valoarea nominală. Numărul de condensatoare în rând trebuie să fie ales în așa mod, ca la deconectarea uneia din ele din cauza arderii siguranței fuzibile, tensiunea pe condensatoarele rămase în rând să nu depășească 110% din cea nominală.
Bateriile de condensatoare la tensiunea 10 kV și mai mică trebuie să fie alcătuită, de regulă, din condensatoare cu tensiunea nominală egală cu tensiunea nominală a rețelei. În plus, se permite funcționarea îndelungată a condensatoarelor unite cu tensiunea nu mai mare de 110% decât cea nominală.
În bateriile trifazate, condensatoarele monofazate se conectează în triunghi sau în stea. La conectarea bateriilor de condensatoare în triunghi puterea reactivă va fi:
unde: U – tensiunea nominală, kV;
– valoarea frecvenței, Hz;
C – capacitatea condensatorului.
La conectarea bateriilor de condensatoare în stea vom obține:
La alegerea întrerupătorului bateriei de condensatoare trebuie de luat în considerație prezența bateriilor de condensatore conectate în paralel. La necesitate trebuie să fie construite instalațiile, care asigură scăderea saltului de curent în momentul conectării bateriei.
Condensatoarele trebuie să posede dispozitive de descărcare. Condensatoarele unitare pentru bateriile de condensatoare se recomandă de utilizat cu rezistențe de descărcare. Se admite instalarea condensatoarelor fără rezistoare încorporate cu dispozitiv de descărcare, dacă la bornele condensatorului unitar sau în rândul consecutiv de condensatoare permanent va fi conectat dispozitivul de descărcare. Dispozitivele de descărcare pot să nu fie instalate pe barele până la 1 kV, dacă ele sunt conectate la rețea prin transformator și între baterie și transformator lipsesc aparatele de comutație.
În calitate de dispozitive de descărcare pot fi utilizate:
transformatoare de tensiune sau dispozitive cu rezistență inductiv-activă – pentru instalațiile cu condensatoare cu tensiunea mai mare de 1 kV.
dispozitive cu rezistență activă sau inductiv-activă – pentru instalațiile cu condensatoare cu tensiunea până la 1 kV.
Fig. 6.3. Schemele de conexiune a bateriilor de condensatoare la barele de joasă tensiune – 0,4 kV
Fig. 6.4. Schemele de conexiune a bateriilor de condensatoare la barele de înaltă tensiune
Calculul rezistențelor de descărcare a condensatoarelor până la tensiunea minimală 50 V
După cum s-a menționat mai sus bateriile de condensatoare se descarcă cu ajutorul rezistențelor de descărcare. Necesitatea de a descărca condensatoarele deconectate la rețea are două scopuri:
evitarea apariției unui accident de electrocutare a personalului;
pentru limitarea curenților de salt la conectarea condensatorului ne descărcat.
De determinat rezistența de descărcare necesară pentru descărcarea condensatorului până la tensiunea admisibilă nominală
Condiții inițiale:
tensiunea pe condensator
capacitatea condensatorului
timpul admisibil de descărcare
Cunoscând formula pentru tensiune,obținem:
unde: tensiunea admisibilă nominală pe condensator;
tensiunea pe condensator până la descărcare;
mărimea rezistenței de descărcare.
Scriem relația de mai sus în următoarea formă:
Logaritmând egalitatea corespunzătoare obținem:
În așa mod, mărimea rezistenței de descărcare obținută din relațiile anterioare se poate scrie:
Înlocuim în relație datele inițiale și vom avea:
=== Capitolul_4 ===
4. ANALIZA REGIMURILOR DE TENSIUNE ÎN SISTEMUL ENERGETIC AL R.M. UTILIZAREA SURSELOR DE COMPENSARE A PUTERII REACTIVE PENTRU NORMALIZAREA TENSIUNII ÎN NODURILE DE CONSUM.
Influența variațiilor de tensiune asupra consumatorilor
În sistemul energetic al Republicii Moldova un loc de bază îl ocupă Centrala Moldovenească, care în timpul de față a fost cumpărată de Rusia, dar din considerentul că este amplasată pe teritoriul Moldovei, aceasta din urmă are dreptul să se implice în problemele ce țin de regimurile de funcționare a acestei centrale, din cauză că variațiile de tensiune sau perturbațiile din acest nod influențează negativ și asupra celorlalte noduri ale sistemului energetic examinat. Linia de 330 kV care ducea la Isakcea și aparținea Bulgariei, a fost cumpărată de România, în rezultat efectuându-se un șir de schimbări și reînnoiri, care au condus la scăderea calității energiei electrice. Calitatea ridicată a energiei electrice constituie o cerință de primă însemnătate în exploatarea rețelelor electrice. Parametrii de calitate ai energiei electrice furnizate consumatorilor sînt: tensiunea de alimentare, frecvența, gradul de nesimetrie al sistemului trifazat de tensiuni, gradul de deformare al undei de tensiune, continuitatea în alimentare.
Valoarea tensiunii depinde în primul rând de regimul puterilor reactive. Menținerea ei între limite admise reprezintă o problemă esențială în proiectarea și exploatarea rețelelor electrice.
Așa cum se va arăta în continuare, variația tensiunii în plus sau în minus
față de valoarea nominală are consecințe negative atât pentru consumatori,
cît și pentru rețea. Scopul reglării tensiunii constă deci în
menținerea variațiilor de tensiune între anumite limite impuse.
În condițiile reale de funcționare a rețelelor electrice de transport și distribuție tensiunea reprezintă un parametru de regim, variabil în spațiu și timp.
Variația în spațiu semnifică faptul că tensiunile complexe ale nodurilor sunt în general diferite datorită căderilor de tensiune provocate de circulația puterilor active și reactive pe elementele rețelei – linii și transformatoare. Pe o linie sau pe un transformator care, în schema echivalentă monofazată prezintă o impedanță longitudinală (fig. 4.1), căderea de tensiune complexă are două componente:
o componentă longitudinală ΔU, a cărei valoare aproximează cu suficientă precizie diferența dintre valorile (modulele) tensiunilor nodurilor extreme:
; (4.1)
o componentă transversală δU care determină, în principal, valoarea unghiului de defazaj θ dintre tensiunile la cele două extremități:
(4.2)
Impedanțele longitudinale ale liniilor și transformatoarelor se caracterizează, cu unele excepții întâlnite în rețelele de distribuție (linii în cablu, linii aeriene cu conductoare de secțiune mică, transformatoare de mică putere), prin valori mai mici ale rezistenței în comparație cu reactanța inductivă: R << X. Ținând seamă de această inegalitate, din relațiile (4.1), (4.2) și diagrama fazorială dată în figura 4.1, rezultă expresiile aproximative ale căderii de tensiune longitudinale și defazajului dintre tensiunile de intrare și de ieșire ale unui element de rețea:
(4.3)
(4.4)
Aceste relații pun în evidență o caracteristică importantă în funcționarea sistemelor electroenergetice și anume faptul că nivelul tensiunilor este determinat cu precădere de circulația puterilor reactive, iar defazajul tensiunilor depinde îndeosebi de circulația puterilor active. Deoarece prin reglarea tensiunii se urmărește modificarea valorii și nu a fazei acesteia, atenția centrală este îndreptată asupra circulației de putere reactivă.
Variațiile în timp ale tensiunilor complexe ale nodurilor sunt legate de variațiile în timp ale căderilor de tensiune, datorate următoarelor cauze:
modificarea în timp a circulațiilor de putere activă și reactivă în rețea ca o consecință a variațiilor puterilor absorbite de consumatori după graficele de sarcină și a variației puterilor produse de centralele electrice;
modificarea schemei de funcționare și deci a impedanțelor longitudinale și admitanțelor transversala din schema echivalentă; această operațiune este inclusă în exploatare, fie din necesitatea de a asigura optimizarea unor indicatori tehnico-economici în diferite regimuri de încărcare a rețelei, de exemplu reducerea pierderilor, fie datorită avariilor sau deconectării unor elemente pentru revizii și reparații.
Rezultă că tensiunea într-un nod al rețelei valoarea tensiunii este o funcție de timp U(t). Variația de tensiune în acest nod, denumită și abatere sau deviație de tensiune, se definește, în procente la un moment dat t, prin relația:
(4.5)
Notând prin Umax și Umin valorile maxime și minime ale funcției într-un interval de timp T, variația maximă de tensiune a nodului considerat, în perioada T, se calculează cu relația:
(4.6)
În funcție de aspectul modificării în timp, variațiile de tensiune se pot clasifica astfel:
variații lente, care apar ca rezultat al suprapunerii unor variații periodice, cu caracter previzibil, și unor variații aleatoare. Practic, aceste două componente nu se pot separa, variațiile periodice sunt determinate de modificarea puterilor absorbite de consumatori conform graficelor zilnice de sarcină, între valori maxime și valori minime; variațiile aleatoare se datoresc atât diferențelor existente între graficele de sarcină prefigurate de cele reale, cît și fluctuațiilor lente de tensiune provocate de scoaterea sau punerea în funcțiune a consumatorilor. Caracterul periodic al variațiilor lente permite aprecierea valorilor probabile, maximă și minimă, ale tensiunii în diferite puncte ale rețelei;
variații bruște, reprezentând fluctuații de tensiune rapide, provocate de funcționarea intermediară a unor receptoare care produc șocuri de putere reactivă în rețea. Aceste variații pot avea o anumită regularitate, caracterul lor aleatoriu fiind însă mai pronunțat. Modificarea schemei de funcționare poate conduce, de asemenea, la variații bruște de tensiune;
goluri de tensiune, care se manifestă prin scăderi rapide și de durate foarte scurte ale tensiunii datorită unor perturbații trecătoare în rețea: scurtcircuite, conectarea unor motoare cu curenți mari de pornire etc.
Într-un sistem electroenergetic abaterea tensiunii de la valoarea nominală determină în general efecte tehnice și economice negative atât asupra rețelei, cât și asupra consumatorilor. Ca urmare, în proiectarea și exploatarea rețelelor electrice s-au introdus limite admisibile ale variațiilor de tensiune, reglementate prin norme. Notând prin și valorile admise, maximă și minimă, într-o rețea electrică, se definesc:
abaterile maxime admise, în raport cu tensiunea nominală:
(4.7)
, (4.8)
unde, de regulă și ;
variația de tensiune admisă:
(4.9)
În rețelele de transport tensiunea maximă admisă este impusă de nivelul de izolație și de valoarea admisă pentru echipament.
Receptoarele de energie electrică de diverse tipuri și puteri sunt racordate direct în nodurile rețelelor de distribuție de medie sau de joasă tensiune. Din acest motiv valorile abaterilor maxime ale tensiunii într-o rețea de distribuție sunt impuse în primul rând de influența variațiilor de tensiune asupra funcționării receptoarelor. La variații lente ale tensiunii de alimentare comportarea receptoarelor este descrisă prin caracteristicile lor statice, care exprimă dependența de tensiune a puterii active și reactive absorbite și a altor mărimi reprezentative.
Analizând efectele variațiilor de tensiune asupra motorului asincron, principalul consumator de forță, se constată dependența caracteristicilor sale statice de o serie de factori, ca: puterea nominală Pn, coeficientul de încărcare m = P/Pn, variația cuplului rezistent în funcție de viteză. Se observă că micșorarea tensiunii duce la creșterea uzurii motoarelor.
În cazul motorului sincron, efectele negative ale variațiilor lente de tensiune sunt mai mici în comparație cu motorul asincron. La un cuplu rezistent constant, odată cu scăderea tensiunii are loc creșterea unghiului intern, înrăutățindu-se condițiile de stabilitate. În același timp crește și curentul absorbit. Cum motorul sincron funcționează de obicei supraexcitat, micșorarea tensiunii duce la creșterea puterii reactive debitată în rețea – efect pozitiv în reglarea tensiunii rețelei. Motorul sincron prezintă însă o sensibilitate ridicată la goluri de tensiune, față de care sunt necesare măsuri speciale.
Abaterea tensiunii de la valoarea nominală are efecte negative și asupra receptoarelor termice. În cazul cuptoarelor electrice, micșorarea tensiunii determină scăderea productivității și, uneori, poate produce dereglarea procesului tehnologic.
Instalațiile de redresare sunt, de asemenea, sensibile la variația tensiunii aplicate. Astfel, scăderea cu 5 % a tensiunii de alimentare a unei instalații de redresare folosită în cadrul unui proces tehnologic de electroliză duce la scăderea productivității cu 4 – 6 %. Variații mai mari de tensiune pot provoca deteriorarea echipamentului tehnologic.
În concluzie, cele mai importante efecte ale variațiilor de tensiune asupra consumatorilor constau în scăderea productivității, dereglarea proceselor tehnologice, creșterea uzurii instalațiilor și micșorarea randamentului acestora. Toate aceste efecte se reflectă în cheltuieli suplimentare sau daune produse fiecărui tip de consumator.
Metode și mijloace de reglare a tensiunii
Într-o rețea de distribuție fiecărui nod îi corespunde o caracteristică economică și deci o tensiune optimă. Utilizarea unor mijloace de reglare pentru fiecare nod, care să asigure menținerea tensiunii la valoarea optimă, constituie, evident, o soluție prea scumpă care nu poate intra în discuție. De aceea este necesar să se aleagă un număr limitat de noduri în care se reglează tensiunea și prin care să se influențeze nivelul tensiunii la toți consumatorii. De regulă, tensiunea este reglată în nodul de alimentare al întregii rețele de distribuție și, eventual, în alte noduri care alimentează zone de rețea. În acest fel, reglarea tensiunii reprezintă o problemă de optimizare tehnico-economică, care are drept scop stabilirea unui domeniu optim de variație a tensiunii, considerând pentru fiecare variantă atât cheltuielile pentru mijloacele de reglare necesare, cît și daunele economice produse consumatorilor și rețelei în funcție de variația tensiunii în nodul de alimentare.
Metodele de reglare a tensiunii se bazează pe modificarea sau compensarea căderilor de tensiune în rețea în sensul reducerii sau creșterii acestora, după cum nivelul tensiunii este mai coborât sau mai ridicat față de cel impus.
Regimurile de încărcare maximă ale rețelelor electrice, în care tensiunile nodurilor tind spre valori mai mici, pun cele mai grele condiții privind asigurarea nivelului de tensiune.
În regimurile de încărcare minimă, nivelul tensiunii poate crește peste limitele permise. În acest caz se intervine în sensul creșterii căderilor de tensiune în rețea.
Examinând relația (8.1), rezultă că modificarea căderii de tensiune se poate efectua prin modificarea circulațiilor de putere activă și reactivă, în rețea. Circulația de putere activă este impusă de necesitățile consumatorilor din noduri și, după cum s-a văzut, influența ei asupra căderilor de tensiune în rețelele de transport este neglijabilă.
Modificarea circulației de putere reactivă sau injectarea (consumul) de putere reactivă reprezintă o metodă de reglare eficientă, necesitând existența unor instalații care produc sau consumă putere reactivă în anumite noduri ale rețelei reglate.
Există și o altă posibilitate de reglare și anume prin modificarea parametrilor rețelei (R și X). Această metodă are o importanță mai mică în raport cu celelalte. Un procedeu folosit în acest sens constă în modificarea reactanței longitudinale a unor linii, introducând în serie condensatoare de valori fixe.
Introducerea de tensiuni suplimentare în scopul compensării căderilor de tensiune constituie o metodă de largă răspândire în rețelele de transport și distribuție. În acest scop se utilizează, în diferite variante constructive, transformatoare și autotransformatoare.
În lucrarea dată s-a efectuat calculul pentru sarcina egală cu zero la nodurile de bază ale sistemului electroenergetic, și anume: Chișinău 330 kV, Bălți 330 kV, Rîbnița 330 kV și Centrala Moldovenească cu tensiunile 110 kV – 330 kV – 400 kV. Analizând rezultatele obținute se observă că tensiunea variază de la valoarea nominală la diferite noduri – diferit, în nodul Chișinău, Rîbnița și Bălți cu aproximativ +3,65 %, în celelalte noduri se observă chiar o scădere de tensiune cu aproximativ -0,5 %; mărind sarcina cu 100 MW, se observă că tensiunea în majoritatea nodurilor scade cu -0,9 % sau mai mult. Dacă mărim sarcina cu 200 MW se observă aceeași micșorare de tensiune, dar de un procent mai mare, aproximativ cu -2,88 % – -3,0 %, ceea ce înrăutățește esențial calitatea energiei electrice. Mărind sarcina încă cu 100 MW (în total 400 MW) calculul ne dă eroare, deoarece tensiunea scade foarte mult și numărul de iterații este mare. Rezultatele obținute pentru parametrii liniilor și nodurilor sunt prezentate în ANEXA A – ANEXA D
Valoarea tensiunii depinde în principal de regimul puterii reactive, de aceea efectuăm procesul de compensare. Principiul de reglare prin modificarea circulației de putere reactivă poate fi ilustrat pe o schemă simplă (fig. 4.8), în care un consumator este alimentat printr-o rețea radială de transport. Dacă pe barele consumatorului se prevede o instalație de compensare K, ce furnizează o putere reactivă QK, puterea reactivă transmisă prin linie scade de la valoarea Q2 la valoarea Q2-QK.
Ca urmare, căderea de tensiune în rețea scade și valoarea tensiunii U2 crește aproximativ cu +2,5 %. Dacă instalația K absoarbe putere reactivă, deci se comportă ca un consumator reactiv suplimentar, creșterea puterii reactive transmise duce la creșterea căderii de tensiune și tensiunea U2 se micșorează. Rezultatele obținute pentru parametrii liniilor și nodurilor în rezultatul compensării puterii reactive sunt prezentate în tabelele din ANEXA D – ANEXA I.
Rezultă că prin modificarea, într-un sens sau altul, a puterii reactive transmise consumatorului se poate controla tensiunea pe barele de alimentare ale acestuia.
Compensarea puterii reactive în anumite noduri consumatoare în scopul reglării tensiunii se realizează prin două categorii de mijloace:
compensatoare rotative: generatoare sincrone, compensatoare sincrone și asincrone;
compensatoare statice: baterii de condensatoare și bobine de reactanță.
Deoarece circulația puterii reactive în rețea este însoțită de pierderi de energie, problema alegerii mijloacelor de compensare trebuie să fie coordonată cu problema generală a bilanțului puterilor reactive și pierderilor de energie.
4.3. Modificarea caracteristicilor graficelor de putere reactivă la instalarea surselor de compensare.
Energia consumată în perioada de timp T (suprafața graficului de consum) WP și puterea maximală Pmax (ordonata maximală a graficului) se exprimă prin relația:
, (4.10)
unde Tmax – numărul de ore în care se utilizează puterea maximală (de regulă Tmax < T, și numai când graficul este aplatizat Tmax = T).
O dependență analogică se poate de scris și pentru energia WQ și puterea reactivă Qmax:
, (4.11)
Se știe că, la instalarea surselor de compensare (SC) valoarea TQmax și numărul de ore a pierderilor maximale τQ se micșorează, excepție este graficul aplatizat (în formă de linie orizontală), care nu este tipic pentru sarcina totală industrială.
La instalarea SC de putere QC puterea reactivă remanentă are forma sau în unități relative , (4.12)
unde – gradul de compensare a puterii reactive (CPR).
Dacă scăderea relativă a puterii reactive maximale este egală cu , atunci energia reactivă va scădea mai esențial decât valoarea dată în rezultatul scăderii concomitente a TQmax. Ca exemplu, în fig.4.3,a este prezentat graficul puterii reactive q(t), ce se schimbă de la 1 până la 0,5. La instalarea SC cu puterea egală cu jumătate din sarcina maximală (ψ = 0,5), cea din urmă se micșorează de 2 ori, iar energia (suprafața graficului) – de 3 ori.
În corespundere cu noul algoritm de calcul pentru consumul de putere reactivă, la consumatorii grupei de tarifare I pentru toate cvartalele se stabilesc mărimile economice a puterii Qe și energiei reactive WQe, iar consumatorilor grupelor tarifare II, III, V, VI – numai mărimea WQe. Mărimile indicate se determină pe baza valorii economice a coeficientului de putere reactivă a consumatorului pentru orele de maxim a sarcinii anuale sistemului energetic. Mărimea se determină din relația:
, (4.13)
Unde – puterea activă (maximul de 30 min.) a consumatorului în orele de maxim a sarcinii sistemului energetic (cvartalul IV).
Fig. 4.3. Graficele puterii reactive
Evident că, pentru determinarea mărimii economice a energie reactive din cvartalul IV după relația:
(4.14)
(unde – consumul energiei active în cvartalul IV) este necesar de utilizat , pentru a lua în considerație multiplul mare a scăderii energiei reactive în comparație cu scăderea puterii reactive maximale la unul și același grad de compensare ψ.
Notând prin
(în particular, pentru graficul din fig.1 la ψ = 0,5), aducem relația (4.14) la forma ( în continuare indicele cvartalului se omite):
(4.15)
Mărimea se determină conform metodelor normative sau de optimizare. Precăutăm modul de determinare a mărimii la diferite configurații ale graficului și la gradul diferit de compensare ψ. Din punct de vedere al fizicii este raportul dintre multiplele scăderii energiei reactive wQ și puterii reactive q:
, (4.16)
unde și QN – mărimile naturale (fără SC) ale energiei reactive și puterii maximale; în corespundere cu relația (4.12).
Pentru graficul arbitrar (fig. 4.3,b) când ψ este dat, mărimea se poate găsi după relația:
, (4.17)
unde qi – ordonata treptei i a graficului; Δti – durata treptei; m – numărul treptelor.
Dacă , obținem că , deoarece în aceste perioade puterea suplimentară a SC trebuie să se deconecteze pentru asigurarea compensării totale a puterii reactive fără supracompensare. Deci, pentru graficul din fig. 4.3,b când Δt = 0,25:
În marea majoritate a cazurilor informația despre graficele reale a sarcinii reactive lipsește, de aceea trebuie de determinat kλ pe baza caracteristicilor comune ale graficului: coeficientului de umplere ku, care este mărimea relativă a numărului de ore de utilizare a sarcinii maximale, și coeficientului sarcinii minime. Pentru graficul din fig. 2 , iar kmin = 0,3. În multe cazuri se știe numai ku.
Dacă se cunosc mărimile ku și kmin, atunci la determinarea ordonatei graficului pentru orice valoarea a lui t este necesar de al prezenta printr-o dependență analitică q(t), pentru care sunt caracteristice de asemenea și mărimile ku și kmin, ca și pentru graficul real. De descris graficul real practic este imposibil de aceea el se prezintă în formă de diagramă sistematizată, denumită curbă de sarcină (fig. 4.3,c) și se aproximează treptat prin funcțiile de descreștere:
(4.18)
(4.19)
unde t se schimbă de la 0 până la 1.
Mărimea λ se determină după relația:
(4.20)
Când λ > 1 pentru descrierea graficului se utilizează funcția (4.18), când λ < 1 – funcția (4.19), când λ = 1 ambele funcții dau același rezultat. În fig. 4.3,d sunt prezentate 3 grafice după durabilitate:q1(t) când λ > 1, q2(t) când λ < 1 și q3(t) când λ = 1.
Suprafețele graficelor inițiale (când ψ = 0) se determină după relația:
(4.21)
Introducând în această relație funcția (4.18) sau (4.19), obținem expresia:
(4.22)
Dacă gradul de compensare , atunci toate ordonatele graficului se micșorează cu ψe și în funcțiile (4.18) și (4.19) apare diferența ψe. În rezultatul determinării integralei (4.21) vom obține:
(4.23)
Dacă , atunci ku este suprafața relativă a graficului, (vezi fig. 4.3,d) hașurată prin linii diagonale pentru cazul când λ > 1, și prin linii intersectate – când λ < 1. în acest caz relațiile pentru determinarea ku au forma:
(4.24)
(4.25)
Valorile limitelor de integrare se determină din egalitățile:
(4.26)
Utilizăm aceste egalități luând în considerație relațiile (4.18) și (4.19) și obținem:
(4.27)
Introducând aceste expresii în formulele (4.24) și (4.25), găsim:
(4.28)
(4.29)
Împărțind egalitățile (4.28) și (4.29) la ku, ce este determinat din relația (4.22) din graficul inițial vom obține wQ. La rândul său împărțind wQ la 1-ψ vom obține relațiile finale pentru determinarea kλ la ψ > kmin:
când λ > 1
(4.30)
când λ < 1
(4.31)
Deoarece și , relațiile (4.30) și (4.31) pot fi exprimate prin ku și mărimea :
când λ > 1
(4.32)
când λ < 1
(4.33)
În relațiile (4.32) și (4.33) .
În cazul ψ < kmin relațiile pentru determinarea ku au aceeași formă (4.23) independent de λ. Împărțind expresia (4.23) la expresia (4.22) și la (1-ψ) vom obține:
(4.34)
Pe baza expresiilor obținute se pot face următoarele concluzii:
dacă puterea SC este mai mică decât sarcina reactivă minimală (ψ < kmin) atunci valoarea kλ nu depinde de configurația graficului, caracterizată de mărimea λ, dar se determină numai cu valoarea ku și cu relația tgφe la valoarea sa naturală tgφn.
Dacă puterea SC este mai mare decât sarcina minimală (ψ > kmin), valoarea kλ depinde de configurația graficului.
=== Concluzii ===
CONCLUZII
Elaborând proiectul dat, în care s-au analizat proprietățile surselor de compensare a puterii reactive și locurile optime de amplasare în sistemul energetic al Republicii Moldova, am constatat că toate aceste analize conduc la o unică concluzie și anume: funcționarea optimă se obține când puterea reactivă este minimă și în particular nulă, de aici și se desprind toate principiile de compensare a puterii reactive.
Pentru puteri mai mici se dovedește economică folosirea surselor de compensare statice, care se pot realiza prin asocierea bateriilor de condensatoare cu bobine de reactanță reglabile și care pot funcționa atât în regim capacitiv, cît și în regim inductiv. Puterea reactivă furnizată sau absorbită de instalație se reglează în trepte sau continuu. În ultimul caz reglarea bobinei se realizează cu ajutorul unei înfășurări de premagnetizare în curent continuu sau cu ajutorul unei scheme de comandă cu tiristoare, prin variația unghiului de comandă a tiristoarelor între valoarea zero și 900. În instalațiile de acest tip este necesară supradimensionarea bateriei și prevederea de filtre pentru armonici. Se obține astfel o reglare rapidă care poate satisface consumatori cu șocuri de putere reactivă.
În rezultatul analizei metodelor de formare a tarifelor pentru energia reactivă consumată (partea economică) s-au constatat următoarele:
plata directă a pierderilor efective de energie electrică, cauzate de livrarea puterii reactive către consumator, practic nu este posibilă, din cauza necesității utilizării indicațiilor neverificate de consumator despre sarcinile efective ale altor consumatori. În rezultatul dificultăților evidente o astfel de determinare a calculelor tarifare nu este admisibilă nici pentru consumator, nici pentru sistemul energetic;
dependența cheltuielilor specifice în urma pierderilor de energie electrică din cauza puterii reactive tranzitate are caracter liniar și reflectă dependența pierderilor față de puterea livrată.
Din cele expuse mai sus se pot evidenția un șir de avantaje ale surselor statice de putere reactivă – acționare rapidă, simplitate relativă în construcție și exploatare, fiabilitate în funcționare, – care sunt urmate de următoarele dezavantaje: cost relativ mare, necesitatea instalării unei bobine de reactanță reglabile suplimentare, cauzează apariția unor deformări în curba de tensiune datorită armonicilor superioare, pierderile de putere activă întrec de 2 – 2,5 ori pierderile în condensatoare.
INTRODUCERE
În afara consumului de putere și energie activă pentru exploatarea rețelelor electrice interesează și consumul de putere și energie reactivă, care poate atinge, în unele situații, valori destul de importante.
Producerea și transportul puterii reactive în cantități mari are consecințe deosebit de grave în funcționarea sistemului: blocarea capacității de transport pentru puterea activă, variații mari de tensiune și imposibilitatea asigurării benzii de tensiune admisă în rețeaua de transport, creșterea însemnată a pierderilor de energie etc. Toate aceste analize conduc la o unică concluzie și anume: funcționarea optimă se obține când puterea reactivă e minimă și în particular nulă. De aici se desprind toate principiile de compensare a puterii reactive.
În timpul de față drept surse de putere reactivă în sistemele energetice se folosesc generatoare din centrale, compensatoarele sincrone și condensatoarele statice, care asigură și reglează bilanțul puterilor reactive în sistem. În fază de experimentare sunt instalațiile statice reglabile care permit reglajul lent al puterii reactive cu o viteză mult mai mare decât la compensatoarele sincrone.
Pentru evitarea consecințelor nefavorabile ale regimurilor deformante și fluxurilor de energie reactivă în rețea sunt utilizate mai multe soluții tehnice, dintre care și folosirea surselor statice de compensare a puterii reactive. Implimentarea acestor surse necesită rezolvarea mai multor probleme tehnice și organizatorice, ținând cont de particularitățile atât ale consumatorului, cît și a rețelei de alimentare.
În lucrarea dată se analizează alegerea surselor de compensare și determinarea locurilor optime de amplasare ale lor în sistemul energetic al Republicii Moldava. Pentru aceasta se efectuează un calcul, cu ajutorul căruia se cercetează regimurile de tensiune și utilizarea surselor de compensare a puterii reactive pentru normalizarea tensiunii în nodurile de consum.
Ca surse statice de compensare a puterii reactive se deosebesc: compensatorul static cu tiristoare, grupa tiristoare reactoare, instalația de filtrare-compensare, convertoare semiconductoare cu comutație obișnuită ș. a., schemele cărora și principiile de bază sunt prezentate în lucrarea dată. Compensatoarele statice se utilizează de asemenea pentru compensarea puterii reactive și armonicilor superioare ale curentului de sarcină la întreprinderile metalurgice, în special la cuptoarele cu arc electric pentru topirea oțelului.
Copyright Notice
© Licențiada.org respectă drepturile de proprietate intelectuală și așteaptă ca toți utilizatorii să facă același lucru. Dacă consideri că un conținut de pe site încalcă drepturile tale de autor, te rugăm să trimiți o notificare DMCA.
Acest articol: Introducere………………………………………………………………………………………………………. (ID: 134059)
Dacă considerați că acest conținut vă încalcă drepturile de autor, vă rugăm să depuneți o cerere pe pagina noastră Copyright Takedown.