Силовая электроника №1'2013

Оптимизация работы трансформаторов цеховых подстанций при нелинейной нагрузке

Шишкин Сергей


Структуру и качественное изменение современного промышленного электропотребления во многом определяет интенсивное внедрение нагрузки с нелинейной вольт-амперной характеристикой, в частности, частотно-регулируемых асинхронных электроприводов (системы ПЧ-АД), требующих адаптации к питающей сети и решения вопроса компенсации реактивной мощности (РМ). В статье рассматривается вопрос обеспечения эффективности работы силовых трансформаторов, питающих большое количество преобразователей приводных систем.

Как известно, допустимую систематическую перегрузку наиболее распространенных в сетях промышленных предприятий трансформаторов типа ТМ (ТМГ) регламентирует ГОСТ 14029-97 (МЭК 354-91) «Руководство по нагрузке силовых масляных трансформаторов». При этом нагрузочная способность трансформатора (в долях от номинальной мощности — Sном.тр) наряду с постоянной времени нагрева и температурой окружающей среды определяется коэффициентами начальной (К1) и повышенной (К2) нагрузок, соразмерных протекающему через трансформатор эквивалентному току, а экономичность его работы оценивается по связанной с КПД величине условно-постоянных (в стали) ΔРхх и переменных (в меди) ΔРкз потерь, отнесенных к единице передаваемой мощности.

Появление в сети высших по отношению к промышленной частоте гармоник вызовет дополнительные потери активной мощности в обмотках и магнитных системах трансформаторов, главным образом за счет вихревых токов. В этом случае Европейским комитетом по нормированию в области электротехники (CENELEC) рекомендуется при определении нагрузочной способности трансформатора дополнительно учитывать коэффициент запаса мощности — К [1]:

где: I1 — основная гармоника тока нагрузки;

его среднеквадратичное значение [1]; n — номер гармоники; e, q — коэффициенты, зависящие от составляющих потерь в меди и стали трансформатора.

 Зависимость допустимой загрузки силового трансформатора
Рис. 1. Зависимость допустимой загрузки силового трансформатора 20–6/0,4 кВ от мощности нелинейной нагрузки

Обратно пропорциональная К (1) длительно допустимая загрузка трансформатора (рис. 1) в общем случае зависит от уровня присутствующих гармонических составляющих (от 2-й до 40-й), характеризующихся коэффициентом искажения синусоидальности кривой напряжения [2] —

и ненормируемым коэффициентом нелинейного искажения формы вторичного тока (Total Harmonic Distortion) [1] —

в комплексе образующих мощность искажения [3], то есть часть РМ, вызванную наличием гармоник. Для трансформаторов 20–6/0,4 кВ с соединением обмоток Y/YН, или Δ/YН величина THDI и KU при несогласованном режиме работы электросварочного оборудования, вентильных преобразователей с шестифазной схемой выпрямления, в основном определяется наличием 5-й (0,27×I1), 7-й (0,11×I1), 11-й (0,09×I1), 13-й (0,06×I1) гармоник, а также 3-й (0,1×I1) и 5-й (0,03×I1) гармоники газоразрядных ламп. В скобках приводится критерий оценки выброса в сеть гармоник указанным видом электрооборудования, рекомендуемый VDEW (Association of German Power Supply Companies) для технических расчетов.

Исследования эксплуатационных режимов силовых трансформаторов в сетях с нелинейной нагрузкой показали, наряду с интенсификацией процесса старения изоляции, увеличение приведенных к Sном потерь ΔРхх и ΔРкз, опосредованных соответствующими коэффициентами — kхх и kкз [3]:

Физически это объясняется дополнительным нагревом сердечника (добавочные потери на гистерезис и вихревые токи) и увеличением (примерно в два-четыре раза для 3–13-й гармоники) сопротивления короткого замыкания трансформатора вследствие влияния поверхностного эффекта и эффекта близости [3]. Пренебрегая потерями холостого хода, дополнительные потери активной мощности от протекания через трансформатор токов присутствующих в сети гармоник (ΔРn) можно определить по эмпирическому выражению [4]:

где uкз (%) — напряжение короткого замыкания трансформатора; KU(n) — коэффициент n-ой гармонической составляющей напряжения [2].

Сопряженная зависимость одновременного роста IRMS и ΔРn (2) силовых трансформаторов 20–6/0,4 кВ (без учета поверхностного эффекта) приведена на рис. 2. Опережающее IRMS увеличение ΔРn объясняется прогрессирующим ростом потерь (2) при усилении искажения синусоидальности вторичного тока трансформатора (THDI). Косвенно степень искажения можно оценить по соотношению между Iмакс и IRMS (K-factor [1]), представляющему собой параметр, отражающий вклад в нагрев трансформатора нелинейной нагрузки.

 Рост IRMS и потерь мощности ΔРn двухобмоточных трансформаторов
Рис. 2. Рост IRMS и потерь мощности ΔРn двухобмоточных трансформаторов 20–6/0,4 кВ в функции THDI сети 0,4 кВ

Конструктивно в серийных трансформаторах 20–6/0,4 кВ цеховых ТП принимаемые для подавления гармоник меры сводятся к соединению фаз обмоток высшего напряжения в «треугольник», что устраняет гармоники, кратные трем, а остальные гармонические составляющие практически не подавляются.

Потребление РМ дискретно коммутируемым вентильным преобразователем обусловлено сдвигом по фазе его рабочего тока I1 в сторону отставания от напряжения питающей сети — Uном. из-за естественного запаздывания пофазной коммутации в момент переключения вентиля (угол γ) и искусственной задержки его открытия для регулирования выпрямленного напряжения (угол α), которые, с учетом вносимых искажений синусоидальности, меняют фактор мощности ПЧ [4]:

Из формулы (3) видно, что при уменьшении выпрямленного напряжения (α→90°) потребление преобразователем РМ растет, значительно снижая собственный коэффициент мощности АД — cosφ, тестируемый в системе ПЧ-АД как коэффициент сдвига: λ×cosφ.

Например, как указано в [5], коэффициент сдвига ПЧ-АД (Sпч = 3,7 кВ·А), источником питания которой был трансформатор цеховой ТП (Sном.тр = 800 кВ·А, uкз = 5,0%), снизился на 34% по сравнению с номинальным cosφ АД. В данном примере единственным средством подавления высших гармоник была собственная индуктивность питающей сети с основной составляющей — реактансом силового трансформатора, приведенное значение которого Хтр(%) находится как [5]:

где Sпч — полная мощность ПЧ (кВА).

Следовательно, чем больше Sном.тр относительно мощности ПЧ, тем ниже приведенный реактанс (4) и выше уровень генерируемых в сеть гармоник (рис. 3). Отметим, что в наиболее распространенной шестипульсной мостовой схеме выпрямителей ПЧ генерируемый гармонический спектр содержит преимущественно 5-ю, 7-ю, 11-ю, 13-ю гармоники [13]. Учитывая, что ПЧ малой мощности допускается подключать к сети напрямую [5], а цеховые ТП наиболее часто комплектуются трансформаторами с Sном.тр = 630–1600 кВ·А и uкз = 5,5–6,5%, в питающей сети не удается достичь приемлемого по величине IRMS (рис. 3) трехпроцентного реактанса (4). Поэтому для поддержания в системе электроснабжения требований стандарта качества электроэнергии [2] необходимо применять специальные технические средства.

 Зависимость среднеквадратичного тока ПЧ
Рис. 3. Зависимость среднеквадратичного тока ПЧ и его гармонических составляющих от реактанса питающей сети

Одним из таких средств является установка между питающей сетью и ПЧ сетевого дросселя, магнитопровод которого должен оставаться ненасыщенным во всем диапазоне тока ПЧ (Iпч) [5]. Суммирование индуктивных реактансов дросселя и трансформатора (4) ослабит выброс высших гармоник (рис. 3), снизит амплитуду (K-factor) и искажение синусоидальности (THDI) нагрузочного тока ПЧ. Одновременно сетевой дроссель гасит коммутационные перенапряжения управляемого выпрямителя, симметрирует входное напряжение, а также ограничивает крутизну нарастания тока (di/dt) через выпрямитель и инвертор в случае колебаний входного напряжения или короткого замыкания на выходе ПЧ [5]. Поскольку последовательное включение сетевого дросселя снизит напряжение на входе ПЧ, задающим параметром его индуктивности L (мГн) (рис. 4) будет предельно допустимое падение напряжения на дросселе без потери момента на валу АД — ΔUL (3–5% от Uном), рассчитанное для номинального тока ПЧ — Iном.пч на частоте f1 (50 Гц) [5]:


 Выбор индуктивности сетевого дросселя L
Рис. 4. Выбор индуктивности сетевого дросселя L в зависимости от Sпч и Sном.тр

Таким образом, сетевой дроссель в качестве дополнительной опции буферного звена ПЧ способствует приближению коэффициента сдвига системы ПЧ-АД к величине cosφ двигателя, но не обеспечит компенсацию РМ индуктивной составляющей на частоте основной гармоники. В рассмотренном выше примере после подключения сетевого дросселя (L = 2,4 мГн) коэффициент сдвига ПЧ-АД превысил cosφ АД на 3,5% [5], что соответствовало потреблению из сети 0,75 квар РМ на 1 кВт активной нагрузки и требует дополнительной компенсации.

Традиционно в промышленных системах электроснабжения наиболее распространенным средством компенсации РМ служат конденсаторные батареи (КБ), подключаемые к шинам цеховых ТП [3]. Согласно ГОСТ 1282-88 (МЭК 831) «Конденсаторы для повышения коэффициента мощности. Общие технические условия» токовая перегрузка КБ ограничена 30%. Однако при превышении в сети допустимого значения КU [2] из-за абсорбции емкостным сопротивлением токов высших гармоник допустимая токовая нагрузка будет превышена и КБ быстро перегреется.

Кроме того, на одной из частот гармонического спектра емкость КБ может образовать с параллельно включенной индуктивностью сети близкий к резонансному контур [1, 36]. Как правило, собственная частота данного контура находится между 250 и 500 Гц [36], что соответствует частотам наиболее мощных 5-й и 7-й гармоник ПЧ (рис. 3). Это приведет к увеличению в 5–6 раз KU(n) [3] гармоник резонанса и дополнительному снижению нагрузочной способности трансформатора (1).

Последовательное включение с КБ защитного дросселя позволит избежать появления резонансного режима, так как LC-звено «дроссель–КБ» образует с импедансом сети Z частотно-зависимый делитель напряжения, собственная частота которого fR смещена ниже частот гармоник вероятного резонанса (рис. 5). Поэтому для частоты fR ветвь LC будет иметь небольшое сопротивление, примерно равное активному сопротивлению обмоток дросселя; для гармоник с частотой выше fR импеданс сети будет индуктивным, а на основной частоте f1 — емкостным, обеспечивая коррекцию РМ нагрузки. При этом собственную частотную характеристику сети 0,4 кВ (без подключения КБ, рис. 5) можно считать близкой к линейной [13].

 Изменение частотной характеристики низковольтной питающей сети
Рис. 5. Изменение частотной характеристики низковольтной питающей сети при подключении ФКУ

Эксплуатационные свойства защитного дросселя характеризует вносимый коэффициент частотной расстройки [6]: p = (f1/fR)2 × 100%, а его принятые VDEW стандартные величины (14; 7; 5,67%) соответствуют fR (135; 189; 210 Гц). Поскольку при изменении нагрузки сети частота fR меняется, значение р следует выбирать соответственно порядку гармоник тока, поступающих от ПЧ. Такие LC-звенья, защищающие КБ от перегрева и на частоте ниже fR, одновременно с компенсацией РМ частично подавляющие гармоники, называют фильтрокомпенсирующими [6]. Наиболее часто однотипные LC-звенья объединяют в комплектную фильтрокомпенсирующую установку (ФКУ), ступени которой автоматически коммутируются в зависимости от требуемой РМ компенсации на частоте основной гармоники.

Защитные дроссели за счет постоянства магнитного сопротивления равномерно распределенных воздушных зазоров сердечника обладают линейной характеристикой намагничивания и небольшой погрешностью L [6]. Основная часть рассеяния тепла отфильтрованной части гармоник (рис. 6) приходится на дроссель, поэтому в его конструкции предусмотрены каналы охлаждения и температурный датчик, отключающий его в случае перегрева обмотки [6]. Так как в низковольтных сетях трехфазные КБ соединены преимущественно «треугольником», последовательное включение дросселя увеличит напряжение на зажимах КБ [6]: UКБ = Uном/(1–р), что требует специального подбора конденсаторов.

 Гистограмма гармоник вторичного тока цеховой ТП до и после компенсации РМ
Рис. 6. Гистограмма гармоник вторичного тока цеховой ТП до и после компенсации РМ

На рис. 6 показан гармонический спектр тока на шинах 0,4 кВ цеховой ТП (Sном.тр = 1000 кВ·А, uкз = 5%, соединение обмоток — Δ–YН) участка экструдеров пленки предприятия Tetra Pak, оборудованных приводом ПЧ-АД, до и после включения ФКУ. В результате комплексного измерения параметров качества электроэнергии величина THDI колебалась в пределах 25%, а усредненное по результатам замеров значение ku ≈ 9,5% превысило допустимое (для низковольтных сетей 8% [2]). После подключения ФКУ (р = 7%) ku ≈ 6% стал соответствовать норме, а THDI снизилось до 15%. Таким образом, нагрузочная способность силового трансформатора (рис. 1) возросла на 9–11% при одновременном снижении сетевых потерь (рис. 2).

Широкополосные (расстроенные) LC-звенья (detuned filter) рекомендуется использовать при доле нелинейной нагрузки от 15–20% суммарной. Свыше 50% нелинейной нагрузки в системе электроснабжения следует устанавливать пассивные резонансные LC-фильтры (passive tuned filter), настроенные на фиксированную частоту отдельной гармоники [3]. В таком случае ток гармоники резонансной частоты будет замыкаться между ПЧ и LC-фильтром, не попадая в сеть. Следует отметить, что именно в зоне 15–50%-ной нелинейности нагрузки происходит наиболее интенсивное (около 30%) снижение загрузки трансформатора (рис. 1). В отличие от расстроенных LC-звеньев, РМ пассивных резонансных фильтров обычно не регулируется. Это объясняется тем, что, хотя фильтр каждой гармоники можно составить из нескольких секций [3], различия требований к закону регулирования емкости КБ по условию фильтрации и генерации РМ могут оказаться взаимоисключающими, из-за чего при малых нагрузках, близких к холостому ходу трансформатора, возможен выброс в сеть избыточной РМ.

Литература

  1. Low-voltage expert guides № 4. Harmonic detection and filtering. Published by Schneider Electric Industries SA. France. 1999.
  2. ГОСТ 13109-97. Нормы качества электрической энергии в системах электроснабжения общего назначения. Минск: ИПК Издательство стандартов. 1998.
  3. Жежеленко И. В, Саенко Ю. Л. Качество электроэнергии на промышленных предприятиях. М.: Энергоатомиздат. 2005.
  4. Иванов В. С., Соколов В. И. Режимы потребления и качество электроэнергии систем электроснабжения промышленных предприятий. М.: Энергоатомиздат. 1987.
  5. Морозов М. И., Лукевски М. Дроссели фирмы Elhad Transformatory в составе энергосберегающих преобразователей частоты. http://www.elhand.pl
  6. Шишкин С. Защитные антирезонансные дроссели низковольтных батарей конденсаторов // Силовая электроника. 2007. № 3.
*  *  *

Другие статьи по этой теме


Скачать статью в формате PDF

Скачать статью в формате PDF 2013_01_46.pdf  

 
ПОДПИСКА НА НОВОСТИ

Оцените, пожалуйста, удобство и практичность (usability) сайта:
Хорошо
Нормально
Плохо