Содержание к диссертации
Введение
ГЛАВА 1. Технологические требования к электроприводам турбомеханизмов 13
1.1. Технологические особенности регулирования производительности турбомеханизмов 13
1.2. Моменты сил сопротивления механизмов центробежного типа 18
1.3. Сравнение способов регулирования производительности турбомеханизмов 21
1.4. Структура регулирования технологического параметра группой электроприводов турбомеханизмов с одним ПЧ 23
1.5. Алгоритмы режимов работы электроприводов насосной станции 26
1.6. Диаграммы нагрузок. Ожидаемый эффект от регулирования частоты вращения турбомеханизмов 30
1.7. Обоснование и выбор мощности элементов силовой части электропривода насосов 37
Выводы 42
ГЛАВА 2. Математическое моделирование режимов работы синхронного электропривода 44
2.1 Математическая модель синхронного двигателя 44
2.2. Моделирование режимов работы синхронного двигателя 49
2.2.1. Моделирование прямого пуска синхронного двигателя 49
2.2.2. Моделирование частотного пуска синхронного двигателя 54
2.2.3. Статические характеристики системы ПЧ-СД 60
2.3. Режим переключения питания синхронного двигателя 64
Выводы 74
ГЛАВА 3. Система возбуждения синхронного двигателя ... 75
3.1. Силовая часть системы возбуждения СД 75
3.2. Формирование тока возбуждения СД
3.3. Пример формирования тока возбуждения СД заданием его реактивной мощности 83
3.3.1. Синтез контура регулирования тока возбуждения 83
3.3.2. Синтез контура регулирования реактивной мощности 85
3.4. Алгоритмы управления возбуждением СД и функциональная схема их реализации 87
3.5. Пример формирования тока возбуждения СД по минимуму реактивной мощности в бесщеточных системах возбуждения 91
Выводы 96
ГЛАВА 4. Система визуализации и экспериментальные исследования режимов работы синхронного частотно регулируемого электропривода турбомеханизмов 98
4.1. Система сбора, обработки и визуализации переменных электропривода турбомеханизмов 99
4.2. Исследование работы синхронного двигателя при его прямом и плавном пусках 105
4.3. Исследование системы управления давлением воды в выходном трубопроводе насосной станции
4.4. Исследование электромагнитной совместимости элементов электропривода компрессора 113
Выводы 121
Заключение 123
Литература
- Структура регулирования технологического параметра группой электроприводов турбомеханизмов с одним ПЧ
- Моделирование режимов работы синхронного двигателя
- Пример формирования тока возбуждения СД заданием его реактивной мощности
- Исследование системы управления давлением воды в выходном трубопроводе насосной станции
Введение к работе
Актуальность темы. Энерго - и ресурсосбережение наряду с информатизацией и компьютеризацией в различных технологических процессах является одним из основных направлений технической политики во всех развитых странах мира, не исключая и Россию. Существенной составляющей в этом направлении является применение регулируемого электропривода ЭП для турбомеханизмов (насосов, турбокомпрессоров, дымососов, вентиляторов и т. п. механизмов). Особая роль в подобных электроприводах больших мощностей (свыше 250 кВт) принадлежит высоковольтному частотно-регулируемому синхронному электроприводу, обладающему более высокими, по сравнению с асинхронным электроприводом, энергетическими показателями. При этом для группы турбомеханизмов, работающих на общую выходную магистраль, более экономичным решением является использование лишь одного преобразователя частоты ПЧ с возможностью его работы с любым из электродвигателей группы и переключением их от ПЧ к питающей сети и обратно.
В области автоматического управления и регулирования режимов работы СД значительный вклад внесли такие ученые, как Д.П.Петелин, В.А.Венников, А.ИВажнов, А.М.Вейнгер, Г.Б.Онищенко, М.М.Ботвинник, Ю.Г.Шакарян, М.П.Титов, И.Я.Браславский. Данное направление науки развивалось в МЭИ, ОАО «Электропривод», УПИ и в ряде других отечественных ВУЗах и НИИ. При этом, однако, не уделялось должного внимания проблемам согласования технологических и энергетических режимов работы преобразователя частоты, синхронного двигателя и его возбудителя при работе группы технологически взаимосвязанных турбомеханизмов. Таких режимов работы, например, как частотный пуск и частотное регулирование производительности турбомеханизма, согласованное включение в работу необходимого числа турбомеханизмов, прямой пуск и работа от питающей сети, переключение источника питания СД от ПЧ к сети при жестком согласовании выходного напряжения ПЧ по амплитуде, частоте и фазовому сдвигу с напряжением питающей сети при одновременном регулировании технологического параметра.
Как правило, модернизация синхронного электропривода турбомеханизмов связана с установкой не только ПЧ, обеспечивающих регулирование скорости синхронных двигателей, но и с заменой технически устаревших их возбудителей. При этом для резервирования питания и осуществления технологической надежности работы приводных двигателей требуется сохранять возможность его прямого пуска и работы в нерегулируемом режиме. Отсюда вновь устанавливаемый возбудитель должен обеспечивать все режимы работы СД: асинхронный пуск двигателя при питании его от сети, частотный пуск, режим переключения питания двигателя и регулирование энергетических показателей привода в соответствии с технологическими режимами работы турбомеханизма. Подобная многофункцио-
нальность работы возбудителя накладывает дополнительные требования на его систему и алгоритмы управления, законы формирования тока возбуждения и взаимосвязи между собой СД, преобразователя частоты и возбудителя.
При организации современных систем управления технологическим процессом ТП наиболее удобным средством управления и диагностирования работы электропривода группы турбомеханизмов является персональный компьютер (ЖК-панель управления) с программой визуализации ТП и отображением текущего состояния электропривода, регистрацией аварийных и штатных событий. Проектирование и реализация подобных средств является неотъемлемой частью задач повышения эргономических показателей работы оперативного персонала и надежности системы в целом.
Внедрение в состав электропривода турбомеханизмов новых технических средств (ПЧ, программируемых контроллеров, АСУТП) на основе микропроцессорной техники одновременно сопровождается проблемой обеспечения их электромагнитной совместимости (ЭМС) в реальных промышленных условиях эксплуатации привода. Это требует анализа электромагнитной обстановки (ЭМО) в районе расположения элементов электропривода турбомеханизма, и при необходимости принятия мер по обеспечению их ЭМС.
Ясно, что решение указанных проблем при внедрении синхронного частотно-регулируемого электропривода турбомеханизмов будет способствовать повышению их технико-экономических показателей, энергоэффективности и технической надежности.
Целью диссертационной работы является разработка, совершенствование и исследование систем и алгоритмов управления синхронного частотно-регулируемого электропривода турбомеханизмов, обеспечивающих повышение их технико-экономических показателей, энергоэффективности и технической надежности.
Достижение поставленной цели потребовало:
анализа технологических режимов работы, типовых нагрузочных диаграмм привода турбомеханизмов и на их основе технико-экономического обоснования целесообразности применения в них частотно-регулируемого синхронного электропривода;
разработки и совершенствования алгоритмов управления группой синхронных частотно-регулируемых электроприводов турбомеханизмов;
разработки математической модели синхронного двигателя с электромагнитным возбуждением в режимах пуска, регулирования частоты вращения, переключения его питания с ПЧ на питающую сеть;
разработки алгоритмов формирования тока возбуждения СД, обеспечивающих работу возбудителя во всех технологических режимах работы турбомеханизмов;
разработки систем диагностирования, сбора и обработки переменных электропривода насосных агрегатов, а также согласования аппаратно-программных средств, обеспечивающих интерфейс «человек-машина»;
экспериментального исследования ЭМО в районе расположения элементов электропривода турбомеханизмов и на их основе принятия мер по обеспечению их ЭМС.
апробации теоретических и технических разработок на основе экспериментальных исследований синхронных ЭП турбомеханизмов.
Методика исследований. Теоретические исследования основывались на общих положениях теории электропривода и теории автоматического управления, методов структурного моделирования, аппарата булевой алгебры и теории электромагнитного поля. Экспериментальные исследования проводились в электроприводах действующих насосных станций и турбокомпрессорных установках осциллографированием переменных электроприводов с использованием программы DriveMonitor и программного обеспечения системы визуализации процесса InTouch WonderWare. Для исследования электромагнитной обстановки использовался разработанный комплект анализаторов электрического и магнитного полей.
Научная новизна работы заключается в следующем:
На основе разработанной математической модели системы ПЧ-СД и моделированием режимов переключения питания СД от ПЧ на сеть определены допустимые уровни рассогласования параметров синхронизируемых напряжений (амплитуд напряжений и фазовых сдвигов между ними) при подобных переключениях и их взаимосвязь с режимами работы электропривода;
Разработаны алгоритмы управления технологическими режимами работы синхронных частотно-регулируемых электроприводов турбомеханизмов, состоящих из «-го их числа и работающих в единой технологической группе, обеспечивающие согласованное взаимодействие ПЧ, СД и его возбудителя;
Разработаны алгоритмы управления током возбуждения СД, обеспечивающие согласованную работу возбудителя в технологических режимах работы, как насосных станций, так и компрессоров, а также регулирование тока возбуждения по минимуму реактивной мощности.
Практическая ценность и реализация работы заключаются в следующем:
Предложены и реализованы принципы управления технологическими режимами работы электропривода группы турбомеханизмов с общей выходной магистралью.
Разработана математическая модель СД, обеспечивающая его адекватное исследование во всех технологических и энергетических режимах работы и позволяющая дать оценку возможных изменений электрических переменных на стадии проектирования комплектного электропривода на базе синхронного двигателя, в том числе и по системе ПЧ-СД.
Реализована система регулирования тока возбуждения СД, обеспечивающая требуемые технологические режимы работы насосной станции и поршневого компрессора с высокими энергетическими показателями.
Технически реализованы алгоритмы логического управления электроприводами группы насосов аппаратно-программными средствами на основе программируемого логического контроллера SIMATIC S7-300, сетевой коммуникационной платы Simatic NET, монитора, а также программного обеспечения визуализации InTouch WonderWare, обеспечивающего интерфейс «человек-машина» и диагностирование технического состояния электроприводов насосов.
Определены спектральные характеристики напряженности электрического и магнитного полей в районе расположения элементов электропривода компрессора. Обеспечена их электромагнитная совместимость.
Результаты теоретических и экспериментальных исследований апробированы при внедрении высоковольтных синхронных частотно-регулируемых электроприводов насосных станций Болыпекамского водозабора БКВ и Чусовских очистительных сооружений ЧОС-2 (г. Пермь), а также привода поршневого компрессора Нефтеперерабатывающего завода (г. Москва), обеспечив заметное увеличение энергетических и технологических показателей по сравнению с прежней системой регулирования. В итоге модернизации насосной станции снизились эксплуатационные расходы на оборудование из-за отсутствия гидравлических ударов в выходных трубопроводах за счет стабилизации давления воды и плавности его регулирования. Повысилась энергоэффективность, и как следствие снизились расходы на перекачку чистой воды, уменьшилась ее себестоимость. Разработанная видеотерминальная станция и принципы диагностирования электрооборудования насосной станции нашли применение и для вновь разрабатываемых в ООО «Русэлпром-Мехатроника» (г. Москва) электроприводов турбомеханизмов.
Обоснованность и достоверность научных положений и выводов подтверждены правомерностью принятых исходных допущений и предпосылок, корректным применением методов теорий электропривода и автоматического управления, результатами практической реализации и экспериментальных исследований разработанных алгоритмов и принципов управления, а также энергетических режимов работы синхронных частотно-регулируемых электроприводов турбомеханизмов.
Основные положения и результаты, выносимые на защиту:
Алгоритмы системы управления технологическими режимами работы высоковольтных синхронных частотно-регулируемых электроприводов турбомеханизмов.
Математическая модель системы ПЧ-СД с многоуровневым автономным инвертором напряжения.
Результаты анализа режима переключения питания СД от ПЧ на сеть, определяющие допустимые значения рассогласования параметров
синхронизируемых напряжений при переключении и их зависимость от условий работы.
Алгоритмы управления системой возбуждения СД, принципы формирования тока возбуждения СД по минимуму потребляемой им реактивной мощности и по току статора. Варианты их технической реализации для промышленных СД, включая СД с бесщеточной системой возбуждения.
Система сбора, обработки и визуализации переменных электроприводов турбомеханизмов, обеспечивающая диагностирование технического состояния и режимов работы синхронного частотно-регулируемого электропривода турбомеханизмов.
Результаты теоретических и экспериментальных исследований разработанных алгоритмов и систем управления синхронными частотно-регулируемыми электроприводами турбомеханизмов, их энергетических режимов работы и спектральных характеристик напряженностей электрического и магнитного полей в районе расположения элементов управления и силовой части электроприводов турбомеханизмов.
Апробация работы. Основные положения диссертационной работы докладывались и обсуждались на VI Международной (XVII Всероссийской) конференции по автоматизированному электроприводу (г. Тула, 2010 г.), на XV, XVI Международных научно-технических конференциях студентов и аспирантов «Радиоэлектроника, электротехника и энергетика» (г. Москва, 2009,2010 гг.).
Публикации. Основное содержание диссертационной работы опубликовано в 8 печатных трудах, в том числе двух изданиях, входящих в перечень, рекомендованных ВАК РФ по направлению «Энергетика».
Структура и объем работы. Диссертационная работа состоит из введения, четырех глав, заключения, списка литературы из 60 наименования и 1 приложения. Ее содержание изложено на 132 страницах основного текста, содержит 68 рисунков и 14 таблиц.
Структура регулирования технологического параметра группой электроприводов турбомеханизмов с одним ПЧ
Для оценки экономической эффективности модернизации насосной станции производится расчет потерь при регулировании подачи воды дросселированием [13] на примере насосной станции ЧОС-2.
В составе станции ЧОС-2 (рис. 1.1) шесть горизонтальных центробежных насосов 22НДС с номинальными напором ря = 9.5 кг/см2 и подачей QH = 4000 м /ч и два насоса 32Д19 с номинальными напором рп = 2.7 кг/см2 и подачей бн = 6500 м3/ч. в зависимости от режима работы станции тремя или двумя насосами 22НДС обеспечивается забор воды из резервуаров чистой воды. Остальные насосы находятся при этом в резерве. Насосы 32Д19 предназначены для промывки фильтров станции. Вода из резервуаров насосной станции перекачивается по четырём водоводам в резервуары других станций. Регулирование давления воды в коллекторе осуществляется дросселированием. Среднесуточная подача воды до 325000 м , суточный расход воды на промывку фильтров до 10000 - 24000 м . Средняя годовая производительность станции Янс = 12-10 м . В табл. 1.4 приведены в соответствии с регистрационным журналом дежурных станции минимальные, средние и максимальные значения подачи и давления воды за период с марта по ноябрь 2005 года.
Как видно из табл. 1.4, среднее и максимальное давления оставались довольно стабильными. При этом максимальное давление являлось избыточным и вызывало увеличение общего расхода воды за счёт утечек и непроизводительных расходов. Анализ изменений давления и расхода за различные месяцы того же года показал, что учет основных потерь можно выполнить по данным одного (базового) участка недели, за который приняты одни сутки (4.11.2005 г.).
На основании обработанных данных по давлению р и подаче Q воды за рассмотренный период работы насосной станции на рис. 1.6 представлены их зависимости от времени с указанием границ и продолжительности участков. Выделено пять временных участков, которые характеризуются определённым количеством и составом работающих агрегатов, а также усреднёнными величинами расхода и давления воды. 10:00
Номера работающих агрегатов, средние значения давления и подачи воды на каждом участке, а так же временные границы работы на каждом из участков представлены в табл. 1.5. В соответствии с рис. 1.6 участки зависимостей/?# и Q(t) были разделены на два режима по количеству параллельно работающих насосов. В режиме №1 работают 1, 3, 4 или 1, 4, 5 агрегаты на 1, 3, 4, 5 участках. В режиме №2 работают 1 и 4 агрегаты на 2 участке. По паспортным характеристикам p{(Q), г)і(б) насоса 22НДС для режимов №1 и №2 при параллельной работе насосов были определены результирующие напорные характеристики рпл{0) и зависимости коэффициента полезного действия насосов Чи2(0, также рабочие точки системы (1, 2, 3, 4, 5) для каждого из участков (рис. 1.7). Общая средняя продолжительность работы насосной станции с минимальной подачей воды, равной 11500 м7ч, при двух работающих насосах достигала 7 часов в сутки. Общая средняя продолжительность работы насосной станции с максимальной подачей, равной 14800 м3/ч, при трёх работающих насосах достигала 4 часа в сутки.
Потери гидравлической мощности на /-том участке времени работы насосов станции могут быть определены как [13]: кВт. Здесь: / - номер участка времени работы насосной станции; Qcvi - средняя подача на г-том участке, м /ч; Apt - разница между реальным и расчётным давлением на /-том участке времени работы насосов станции, кг/см ; Лн _ результирующий КПД работающей группы насосов на /-том участке; у = 1000 кг/м - плотность воды. Суммарные потери энергии в имеющейся системе за рассматриваемый период времени: где п - количество участков.
При расчёте, из-за отсутствия данных, не учитывались потери напора на участках между задвижками на нагнетательном трубопроводе каждого насоса и общим коллектором, где установлен манометр для измерения давления. Промежуточные результаты, определенные по усреднённым значениям расхода и давления воды на характерных участках времени работы насосов станции (рис. 1.6-1.7), сведены в табл. 1.6.
По данным табл. 1.6 гидравлические потери энергии насосной станции при дросселировании в течении суток достигали AWcyT = 5 830 кВт-ч. За год работы станции суммарные гидравлические потери энергии насосной станции по усреднённым параметрам достигли АЖтоя = 213-Ю4 кВт-ч. 3к - soozgorsz
При стоимости электрической энергии 1 руб. 36 коп за 1 кВт-ч (в 2005 г.) стоимость годовых потерь электроэнергии составила Сээ = 2 896 000 руб. Непроизводительные расходы и утечка воды при дросселировании достигали 3-7% от общего расхода воды насосной станции. При средней 5% оценке этих расходов Qy.B= 0,05-бнс= 0.0512-10 = 6-Ю6 м3/г. Стоимость перекачки станцией 1 м чистой воды составила Сп-в = 0,39 руб. Стоимость гидравлических потерь станции от непроизводительных расходов и утечек воды в год достигала Су-в = Цп-в AQy.B = 2 340 000 руб. Стоимость потерь насосной станции от поступления сточных вод в систему водоотведения при этом Сс-в = (0.02 - 0.04)-Цс-в -Л0У-В = (38400 - 76800) руб., где Цс_в = 0.32 руб/м3. Основные годовые потери насосной станции в ценах 2005 г. оценивались суммой Сх = С,э + Су.в + Сс-в = 2 896 000 + 2 340 000 + (38 400 - 76 800) 53-10 руб.
На рис. 1.8 представлена диаграмма нагрузок электроприводов насосной станции в течение 2003-2005 годов. Как видно, на рис. 1.8 среднесуточная производительность насосной станции ЧОС-2 зависит от времени года: в летние месяцы она снижается, а в зимние - увеличивается. В основном это связано с отсутствием отопления помещений в летний период, когда не требуется дополнительный расход воды на тепловых пунктах. Также в летний отпускной период среднее число жителей города снижается, вызывая снижение потребления воды.
Моделирование режимов работы синхронного двигателя
Из принципа действия СД следует, что наиболее лёгкие условия пуска имеют место при плавном увеличении скорости вращения намагничивающей силы якоря (т.е. синхронной скорости) [26, 27]. Частотный пуск СД подразумевает плавное повышение частоты питающего статор (якорь) напряжения с нуля до номинального или иного требуемого значения. При этом предварительно возбужденный двигатель втягивается в синхронизм уже с самого начала пуска, и всё время пуска работает в синхронном режиме.
Изображающий вектор результирующего поля при этом всё время опережает ротор (продольную ось d) на внутренний угол нагрузки. Образующийся электромагнитный момент расходуется на разгон ротора и на преодоление статического момента сил сопротивления. Скорость вращения вектора намагничивающей силы якоря и средняя скорость ротора одинаковы на всём протяжении частотного пуска.
При скалярном принципе управления силовым инвертором, т.е. формировании только амплитуды и скорости вращения результирующего потока синхронного двигателя, темп нарастания частоты питания не должен превышать определенное предельное значение, при котором двигатель ещё «успевает» разгоняться с тем же темпом, что и магнитное поле. При превышении этого предельного темпа нарастания частоты питания при скалярном принципе управления синхронный двигатель окажется не в состоянии «догонять» столь «быстро убегающее» поле и выпадет из синхронизма уже в начале пуска. Возникающему при этом «частотно-асинхронному» пуску сопутствуют весьма болезненные для силовых полупроводниковых приборов инвертора броски тока статора.
В связи с этим, для двигателя (табл. 2.1) серией опытов моделирования был получен желаемый темп нарастания частоты и амплитуды напряжения статора (табл. 2.2.) при частотном пуске с постоянным моментом нагрузки Мс 0.5 Мн, обеспечивающий при ограничении тока статора на уровне номинального значения уверенное втягивание в синхронизм вначале пуска и устойчивую работу уже при 10 % номинальной скорости. tз, сек 0 0.6 1 2 t 7 -пуска — Как видно из табл. 2.2 в период времени ta = 0 ... 0.6 сек задается пониженное относительно номинального соотношение U/f, а в период tз = 1... 2 сек - повышенное, что предлагается для переходного процесса при втягивании разгоняющегося ротора в синхронизм с полем статора. С момента времени t3 = 2 сек двигатель устойчиво работает в синхронизме на частоте 5 Гц с номинальным магнитным полем статора и готов к переходу на любую частоту вращения с ускорением є 9 Гц/с.
Для моделирования частотного пуска электропривода системы ПЧ-СД предложена математическая модель, представленная на рис. 2.5.
Здесь; ПЧ - идеализированный преобразователь частоты с номинальным током 120 А, формирующий трехфазное напряжение заданной амплитуды UM и частоты f3 от задатчика интенсивности по табл. 2.2; SM- синхронная машина, представленная ранее; L - выходной дроссель (L = 4,8 мГн) предназначенный для ограничения перенапряжений на транзисторах инвертора из-за большой удаленности от него двигателя; ОВ - обмотка возбуждения двигателя с питанием от тиристорного возбудителя ТВ; Мс - нагрузка вентиляторного типа, свойственная приводу насосов; Q - стандартная PSim-модель прибора для измерения реактивной мощности; cos((p) - стандартная PSim-модель прибора для измерения коэффициента мощности; Ж - стандартная РЛЇиі-модель ваттметра.
Во время частотного пуска ток возбуждения подавался одновременно с началом пуска и формировался по закону, обеспечивающему минимум реактивной мощности (cos((p) = 1). Осциллограммы координат электропривода в системе ПЧ-СД при частотном пуске представлены: на рис. 2.6 - скорость вращения ротора п, ток статора /дв; на рис. 2.7 - электромагнитный момент М, ток возбуждения 4в; на рис. 2.8 - реактивная мощность О, потребляемая активная мощность Р.
При работе на номинальной частоте вращения в момент времени ta = 10 сек осуществляется наброс дополнительной нагрузки, как и при прямом пуске СД, после переходного процесса момент двигателя достиг установившегося номинального значения, ток статора - 86 % от номинального.
Как видно на рис. 2.6-2.8, предложенный алгоритм задания частоты и амплитуды напряжения статоры при формировании тока возбуждения по условию минимума реактивной мощности (рис. 2.8) во время начала частотного пуска обеспечивает оптимальный переходный процесс, при котором ток статора не превышает своего номинального значения, а скорость плавно увеличивается без значительных колебаний.
Пример формирования тока возбуждения СД заданием его реактивной мощности
Применение СД с электромагнитным возбуждением в частотно-регулируемых электроприводах турбомеханизмов создает необходимость формирования его тока возбуждения, обеспечивающего все энергетические и технологические режимы работы системы ПЧ-СД. В системах с резервным источником питания приводного СД, когда должна обеспечиваться его работа непосредственно от питающей сети при неисправности или техническом обслуживании ПЧ, либо при переключении питания СД от ПЧ к сети, к системе управления возбуждением СД предъявляются требования согласованного переключения ее в соответствующий режим работы СД.
Поскольку современные ПЧ имеют микропроцессорные системы управления, а создаваемые автоматические системы управления технологическим процессом (АСУТП) выполняются на промышленных контроллерах [31, 32, 33, 34], целесообразно использовать возбудители с цифровой системой управления с возможностью интеграции ее в общую структуру АСУТП и согласованием всех режимов работы СД. Поэтому при модернизации действующих синхронных электроприводов с возбудителями на основе аналоговых систем управления требуется не только их техническая замена на более современные с цифровым управлением, но и разработка на основе цифровых устройств более совершенных алгоритмов управления и технических решений, обеспечивающих все режимы работы привода турбомеханизмов.
Разработку алгоритмов управления возбуждением СД и технических средств для их реализации можно показать на примере модернизации электропривода насосной станции ЧОС-2, где ранее работавшие возбудители СД с аналоговой системой управления были заменены на нереверсивные тиристорные преобразователи серии Simoreg DC Master с микропроцессорной системой управления, поддерживающей протоколы связи современных ПЧ и контроллеров [35, 36, 37]. В состав силовой части системы возбуждения СД вошли (рис. 3.1); главный контактор (ГК), ограничитель перенапряжений (ОПН), коммутационный дроссель (КД), управляемый выпрямительный мост (ВМ), тиристорный ключ (ТК) и разрядный резистор (РР).
Выпрямленный ток с ВМ через контактные кольца ротора ККР синхронного двигателя подаётся в обмотку его возбуждения ОВСД. Силовые согласующие трансформаторы питания СВСД и аппараты максимально-токовой защиты возбудителя (на рис. 3.1 не отражены) при модернизации были сохранены прежними.
Как известно [38, 39, 40], применение СД позволяет решать задачи по компенсации реактивной мощности в питающей сети и обеспечении ее высокого коэффициента мощности cas(cp). Эта способность синхронной машины особенно актуальна для привода турбомеханизмов, где распространено групповое и совместное применение синхронных и асинхронных приводных двигателей.
В паспортных данных СД, как правило, указываются его технические данные (ток статора, ток возбуждения, ms((p)) при работе в номинальном режиме с отдачей реактивной мощности и cos((p) 0.9. При работе СД от питающей сети с частотой 50 Гц и с номинальной нагрузкой такой cos(q ) вполне приемлем, однако при снижении нагрузки на валу двигателя поддержание номинального тока возбуждения приводит к перевозбуждению машины и в итоге к уменьшению cos((p).
Для синхронного двигателя с техническими характеристиками, представленными в табл. 2.1, подобное замечание подтверждается расчетными характеристиками на рис. 2.11, 2.12. Наличие генерируемой СД реактивной мощности сопровождается увеличением реактивной составляющей тока статора, и, как следствие, увеличением полного тока и снижением общей эффективности энергосистемы. Эта ситуация особенно актуальна при работе СД от ПЧ с неуправляемыми выпрямителями на входе автономных инверторов напряжения, когда возврат реактивной мощности в питающую сеть ограничен, а производительность СД регулируется в широком диапазоне нагрузок.
Так, по результатам моделирования режимов работы СД (табл. 2.1) в соответствии с рис. 3.2...3.4 уменьшение тока возбуждения на 60% от его номинального значения позволяет по сравнению с рис. 2.11, 2.12, 2.9 увеличить cos(cp) до 0.9... 1 и снизить ток статора на 5-8% при тех же моментах нагрузки и работе СД во всем диапазоне частот вращения. При том же токе возбуждения (0,6-/вн ) и моментах нагрузки более 50% от номинального значения происходит потребление двигателем реактивной мощности вплоть до 340 кВАр при номинальном моменте (рис. 3.2).
Понятно, более рациональным является регулирование тока возбуждения в функции нагрузки [41] при условии минимума отдачи реактивной мощности на уровне cos((p) = 0.98...0.99. Минимум отдачи реактивной мощности и не единичный cos((p) необходимы для стабилизации работы СД, так как при cos((p) = I из-за непостоянства нагрузки на валу двигателя энергетический режим СД будет меняться, станет неоднозначным и может создать неустойчивость в системах автоматического регулирования cos((p) СД посредством изменения его тока возбуждения.
Следует обратить внимание, что при сохранении напряжения питания статора СД на уровне номинального с увеличением частоты выше 50 Гц ослабляется магнитное поле машины, что сопровождается увеличением тока статора (рис.3.4), снижением cos(cp) (рис.3.3) и реактивной мощности при моментах меньше номинальной нагрузки (рис.3.2).
Для оценки характера формирования тока возбуждения СД (табл. 2.1) в функции его тока статора проводилось моделирование работы СД на различных частотах, в частности на частотах 25 и 40 Гц, при нагрузках в диапазоне от нуля до номинального значения момента и токах возбуждения в пределах от половины до номинального его значения (см. п.п. 2.2.3).
Исследование системы управления давлением воды в выходном трубопроводе насосной станции
При наладке системы регулирования давления в выходной магистрали водопровода насосной станции ЧОС-2 в соответствии с представленной структурой управления рассчитанные параметры регулятора давления обеспечили достаточное быстродействие и устойчивость системы.
На рис. 4.10 представлены осциллограммы скорости вращения ротора п, тока статора 1С, тока возбуждения 1В, потребляемой активной мощности Р, электромагнитного момента М, заданного и действительного давления воды/? , напряжения статора U в установившемся режиме работы СД от ПЧ, снятые с помощью персонального компьютера видеотерминальной станции.
Колебания давления воды р в выходном трубопроводе на уровне 2 % установившегося значения обусловлены возмущающими воздействиями в системе водоподачи и, как следствие, отработкой рассогласования между заданным и реальным давлением за счет увеличения напряжения U(t), тока статора Ic(t), момента M(t) и скорости вращения ротора двигателя n(t). Активная потребляемая мощность СД P(t) изменяется в соответствии с моментом на его валу. Ток возбуждения в период работы двигателя остается постоянным на уровне 129 А, обеспечивая близкий к единице коэффициент мощности.
Основой обеспечения ЭМС элементов электропривода является информация о реальных уровнях и спектральном составе напряженности ЭМП в районе их расположения. Для их оценки могут применяться промышленные анализаторы, оснащенные датчиками напряженности ЭМП [56]. Однако техническая сложность, высокая избирательность и чувствительность измерения подобных анализаторов создают ряд практических проблем по их использованию в условиях наладки и промышленной эксплуатации электроприводов. К тому же подобные приборы уникальны, имеют высокую стоимость и потому не всегда могут быть приобретены электротехнической службой предприятий. Они требуют и специальной технической подготовки для обработки и анализа полученной информации. При этом высокая чувствительность датчиков электромагнитных полей часто мешает измерениям при постоянно изменяющихся режимах работы промышленного электрооборудования.
Для обеспечения ЭМС элементов электропривода вполне допустимо применение более грубых по точности измерения анализаторов, позволяющих выделять области наиболее заметных концентраций напряженности ЭМП, которые необходимо избегать при монтаже проводников связи и конструктивном расположении элементов. Отличаясь своей технической простотой и стоимостью, такие анализаторы могут быть изготовлены в любой электротехнической организации. Примером подобного анализатора может быть устройство, включающее в себя датчики электрического (ДЭП) и магнитного (ДМП) полей, аналого-цифровой преобразователь (АЦП) и персональный компьютер (рис. 4.11) [7].
ДЭП представляет собой приемный электрический диполь в форме полусферических пластин П1, П2, с выхода которых наведенный на них под воздействием электрического поля потенциал поступает на согласующую резистивно-емкостную нагрузку (Rl, R2, R3, R4, С\, С2). Затем ее выходное напряжение усиливается операционным усилителем ОУ с коэффициентом передачи, определяемым сопротивлениями резисторов R5, R6, Rl, 7?8. Питание ОУ осуществляется от двух батарей типа «крона». Все элементы ДЭП, за исключением электрического диполя, размещены внутри полностью экранированного стального корпуса. В качестве ДМП используется электромагнитная катушка без магнитного сердечника с большим числом витков обмотки, на выходе которой наводится переменная ЭДС, вызванная изменением магнитного поля в районе расположения катушки. АЦП типа L-CARD обеспечивает преобразование аналоговых сигналов с выхода ДЭП и ДМП в цифровые сигналы, которые передаются в персональный компьютер (ПК), где в специализированном программном обеспечении осуществляется спектральный их анализ.
Для обеспечения помехозащищенности всего измерительного комплекса корпус ДЭП, общая точка источников его питания, «нулевой» выход ОУ, экран проводников связи объединены с входными клеммами 3, 21 и 36 АЦП.
Тарировка ДЭП и ее антенный фактор для различных частот электрического поля выполняется в поле плоского конденсатора на основе двух токопроводящих пластин с размерами, обеспечивающими равномерное электрическое поле внутри пластин [57]. На пластины подается переменное напряжение с выхода генератора синусоидальных колебаний ГСК, а также для контроля на частоте 50 Гц напряжение 220 В питающей сети. Переход от напряжения U на пластинах плоского конденсатора к напряженности электрического поля Е выполняется как Е = Uld (В/м), где d - расстояние между пластинами плоского конденсатора.
Тарировка ДМП выполняется в магнитном поле цилиндрической катушки, обеспечивающей внутри нее равномерное магнитное поле [58]. Переход от тока / через обмотки цилиндрической катушки числом w и длиной / к напряженности магнитного поля внутри нее выполняется как Н = Iw h (А/м).
Для увеличения и корректировки точности тарировки датчиков полезно ее проконтролировать и промышленными измерителями электромагнитных полей [58]. Конструктивное исполнение датчиков ДЭП и ДМП позволяет оценивать и направление векторов напряженностей излучаемых электрического и магнитного полей.
Предложенное устройство было технически реализовано автором в ООО «Русэлпром-Мехатроника» и апробировано на ряде промышленных объектов, в частности при наладке шкафа управления бесщеточной системы возбуждения приводного СД поршневого компрессора МНПЗ.
Предварительно при наладке указанной системы были определены основные и наиболее мощные источники электромагнитных полей в шкафу управления возбуждением СД, общий вид которого представлен на рис. 4.12. Ими оказались трансформатор питания тиристорного возбудителя (точка 1 рис. 4.12) и силовые к нему проводники (точка 2 рис. 4.12).
Как видно на рис. 4.13 в рабочем режиме тиристорного возбудителя напряженность электрического поля в указанных точках достигала 80 и 78 В/м при частотах 1050 и 400 Гц. В диапазоне частот 1700...7000 Гц наблюдалась напряженность электрического поля и со средним значением 70 В/м. Максимальная амплитуда напряженности магнитного поля достигала 55 А/м при частоте 150 Гц (рис. 4.14).
На рис 4.15 представлен спектр напряженности электрического поля вблизи силовых проводников ТП (точка 2, рис. 4.12). Здесь максимальные амплитуды напряженности электрического поля на частотах 450 и 750 Гц достигали соответственно 72 и 65 В/м.
Представленные источники ЭМП в шкафу управления возбуждением СД достаточно удалены от элементов цифровой системы управления [59, 60] и не влияли на ее работоспособность.
