Транзисторный компенсатор реактивной мощности

Статические компенсаторы реактивной мощности

В рыночных экономических условиях необходимо внедрение компенсирующих устройств в целях уменьшения потерь электроэнергии при ее транспортировании, повышения надежности электроснабжения, увеличения пропускной способности межсистемных связей.

До создания статических тиристорных компенсаторов для регулирования напряжений, повышения статической и динамической устойчивости сетей, снижения перенапряжений использовали синхронные компенсаторы или коммутируемые батареи конденсаторов и реакторы. Установка шунтовых реакторов и конденсаторов в электрической сети способствовала улучшению реактивных параметров сети, но не обеспечивала быстрого и непрерывного регулирования реактивной мощности (РМ). Замена этих устройств статическими компенсаторами, получившими широкое распространение за рубежом, была вызвана необходимостью обеспечения требуемых параметров энергосистемы, надежности и ремонтопригодности оборудования.

В современных системах электроснабжения все большее значение приобретают устройства компенсации РМ, позволяющие непрерывно поддерживать необходимый баланс РМ. Устройствами, отвечающими высоким требованиям по быстродействию и плавности регулирования, являются статические компенсаторы реактивной мощности (КРМ). Статические тиристорные компенсаторы находят все большее применение в электроэнергетических системах для регулирования напряжения в узлах нагрузки [1]. Актуальность создания надежного и эффективного управляемого статического источника реактивной мощности (ИРМ) очевидна [2]. Определению оптимальных параметров статического тиристорного компенсатора посвящена статья [3]. Однако в статическом тиристорном компенсаторе [3] номинальное напряжение тиристорного коммутатора должно приниматься равным номинальному напряжению шин подстанции [4], к которым подключен статический тиристорный компенсатор.

Автором [1] в предложенной схеме регулируемого ИРМ используется схема регулируемой части статического тиристорного компенсатора [4], однако номинальное напряжение тиристорного коммутатора в ИРМ может быть принято в несколько раз ниже, чем в статическом тиристорном компенсаторе. Для обоснования особенностей выбора параметров оборудования ИРМ проведен сравнительный анализ параметров установившихся режимов регулируемых ИРМ и статических тиристорных компенсаторов [1], получены зависимости от угла отпирания тиристоров α. Определены диапазоны регулирования выдаваемой реактивной мощности ИРМ 35, 110 и 220 кВ. Возможно многофункциональное использование в энергосистемах статических тиристорных КРМ, и, в частности, для снижения коммутационных перенапряжений на воздушных линиях электропередачи [5]. Построение электрических схем статических тиристорных КРМ и их оптимизация должны проводиться с учетом требований по снижению коммутационных перенапряжений, если такая задача ставится в конкретных случаях использования статического тиристорного компенсатора в энергосистеме. Вопросы применения статических тиристорных КРМ для снижения коммутационных перенапряжений исследовались в [5].

Для улучшения динамических свойств статических тиристорных КРМ с фильтрокомпенсирующими цепями требуется надежный аппарат, осуществляющий их коммутацию при интенсивных переходных процессах. В качестве коммутационного аппарата могут использоваться тиристорные коммутаторы, что приведет к некоторому увеличению стоимости статических тиристорных КРМ. Работа потребителей, содержащих в своем составе нелинейную нагрузку, сопровождается искажением формы кривой тока и напряжения, нормируемых согласно ГОСТ 13109-87, по коэффициенту несинусоидальности напряжения k_HC. Эти искажения отрицательно влияют на режим работы сети и потребителя, вызывая дополнительные потери мощности и электро­энергии в питающих линиях и оборудовании, резонансы токов и напряжений, сбои в работе ПЭВМ, автоматики и др.

При работе автономных (судовых, корабельных, сельскохозяйственных) электро­энергетических систем, содержащих мощную преобразовательную нагрузку, такие отрицательные последствия приобретают особое значение [6–8]. С целью компенсации высших гармонических и контроля качества напряжения в автономных электроэнергетических системах необходимо:

• при проектировании расчетным путем определить амплитуды и фазы высших гармоник и коэффициент несинусоидальности в отдельных узлах сети;
• при эксплуатации проводить измерения гармонического состава тока, напряжения и коэффициента несинусоидальности в этих же узлах.

На основе этих данных вырабатываются практические рекомендации по выбору схемы и параметров средств компенсации высших гармонических с учетом оптимизации массогабаритных показателей выбранного оборудования (например, фильтра высших гармоник). Решение этой задачи усложняется тем, что масса и габариты применяемого оборудования изменяются дискретно. Оптимальное решение может быть получено только с помощью САПР, позволяющей обрабатывать большое количество вариантов, в том числе нестандартных. Это качество может быть обеспечено путем модульного построения информационных, программных и технических средств таких систем.

Однофазный вентильно-конденсаторный ИРМ с частотным регулированием [9] в ряде случаев может быть использован для компенсации не только индуктивной составляющей тока нелинейной нагрузки, но и одной из нечетных гармоник этого тока. Быстродействие таких компенсаторов равно половине периода напряжения сети (как и резонансных фильтров, снабженных мостовыми тиристорными выключателями). Для генерирования в сеть нечетной гармоники тока регулируемой фазы необходимо:

• частоту импульсов управления тиристорными коммутаторами установить равной удвоенной частоте сети;
• фазу импульсов управления сделать регулируемой;
• емкость конденсатора и индуктивность входного реактора вентильно-конденсаторного ИРМ выбрать из условия резонанса (с учетом индуктивности сети) на частоте ν-й гармоники тока нелинейной нагрузки.

Амплитуды основной и высшей гармоник сетевого тока вентильно-конденсаторного ИРМ постоянны и не зависят от изменения фазы импульсов управления тиристорными коммутаторами. Амплитуда высшей гармоники сетевого тока вентильно-конденсаторного ИРМ в ν раз больше амплитуды его основной гармоники [9].

Наиболее оптимальным является использование вентильно-конденсаторных ИРМ в сетях со «спокойными» или периодически включаемыми нелинейными нагрузками, в которых амплитуды основной и высших гармоник потребляемого тока постоянны по величине или изменяются в незначительных пределах.

IGBT КРМ дискретного типа (КРМ ДТ)

Силовая часть компенсатора состоит из четырех секций конденсаторных батарей (КБ 1, КБ 2, КБ 3, КБ 4) с соотношением мощностей 1:2:4:8, при этом конденсаторы каждой секции включены треугольником. Каждая из секций конденсаторов подключается к сети посредством последовательно соединенных с ними бесконтактных коммутаторов, выполненных на основе IGBT (ТК1, ТК2, ТКЗ, ТК4). Такая организация силовой части КРМ позволяет, во-первых, значительно сократить количество коммутационно-защитной аппаратуры, во-вторых, обеспечить 15 (с нулевым уровнем — 16) ступеней регулирования РМ компенсатора, обеспечивая достаточно плавное изменение мощности при широком диапазоне регулирования.

Важнейшей особенностью предлагаемого КРМ по сравнению с применяемыми в настоящее время устройствами является то, что с целью исключения бросков тока в КБ при коммутациях подключение конденсаторов к сети происходит не в произвольный момент времени, а в момент равенства мгновенного напряжения сети и остаточного напряжения на конденсаторах.

Силовая часть компенсатора состоит из четырех секций КБ, мощности которых относятся друг к другу как 1:2:4:8. Такое построение силовой схемы статического транзисторного коммутатора (СТК) позволяет сократить количество коммутационной аппаратуры при достаточно широком диапазоне регулирования мощности КБ [10].

Поскольку полная РМ проектируемой установки составляет 600 кВАр, мощность одной ступени регулирования определяется следующим образом:

ΔQ = 600/15= 40 кВАр.

Мощности первой, второй, третьей и четвертой секций конденсаторной батареи соответственно равны:

Q₁ = 40 кВАр;
Q₂ = 80 кВАр;
Q₃ = 160 кBAp;
Q₄ = 320 кВАр.

Суммарная емкость конденсаторов одной секции конденсаторной батареи определяется из выражения [10]:

Q=ωCU²_.

Отсюда получаем соответственно:

С₂ = 1764 мкФ;
С₃ = 3528 мкФ;
С₄ = 7056 мкФ.

Таким образом, емкости конденсаторов, подключенных в каждую фазу одной секции соответствующих ступеней, будут равны:

С _ав1= С _вс1 = С _са1 = 294 мкФ;
С _АВ2 = С _ВС2 = С _СА2 = 588 мкФ;
С _АВ3 = С _ВС3 = С _СА3 = 1176 мкФ;
С _АВ4 = С _ВС4 = С _СА4 = 2352 мкФ.

Фазные токи секций батарей конденсаторов определим как:

I_Ф1=380 ×314×294×10^–6=35,1 А;
I_Ф2=70,2 А;
I_Ф3=140,4 А;
I_Ф4=280,8 А.

Тогда линейные токи каждой из секций будут равны:

I_Л1 = √3×I_Ф1 = 60,8 А;
I_Л2 = 121, 6 А;
I_Л3 = 243,2 А;
I_Л4 = 486,4 А.

На основании приведенных выше расчетов целесообразно применить косинусные конденсаторы марки КЭС1-0,66-40-2У1. Емкость одного такого конденсатора С = 292 мкФ. Таким образом, в каждой фазе первой секции содержится по одному конденсатору, второй секции — по два параллельно соединенных конденсатора, третьей секции — по четыре, четвертой секции — по восемь.

Для коммутации батарей конденсаторов предлагается применять вместо тиристоров IGВТ. Управление транзисторными ключами существенно отличается от управления тиристорами. Транзистор является полностью управляемым ключом, его можно открывать и закрывать в любые моменты времени, поэтому система управления должна быть точно синхронизирована с сетью и выдавать команды ключу не только на включение, но и на выключение [10].

IGВТ обладают достаточно малым временем переключения. Это позволяет с высокой точностью переключать транзисторы в моменты перехода тока конденсаторов через ноль, а также включать транзисторные ключи в момент времени, когда мгновенное значение напряжения питающей сети и остаточное напряжение на конденсаторе будут равны по величине. Последнее условие, как указывалось выше, позволяет избежать возникновения переходных процессов в КБ при ее подключении к сети.

Выбор силовых транзисторов производится по максимальному напряжению между коллектором и эмиттером и номинальному току через транзистор. Амплитуда напряжения между коллектором и эмиттером на закрытом IGBT может достигать значения:

U_Tm=2×U_a=2×√2×U=2×√2×380=1075 В

Это возможно, если конденсатор был заряжен до амплитудного значения напряжения сети. Таким образом, транзистор должен выдерживать эту разность потенциалов с некоторым запасом.

В рассматриваемом КРМ предлагается использовать силовые IGBT-модули фирмы Mitsubishi. Однако это не исключает возможности использования силовых модулей других производителей, имеющих такие же основные параметры, как приведенные ниже для IGBT-модулей Mitsubishi. Каждый модуль содержит два IGBT (коллектор одного из транзисторов соединен с эмиттером другого) и два защитных диода, включенных между эмиттером и коллектором транзисторов, т. е. в одном модуле расположены все компоненты для построения транзисторного ключа.

Для коммутации четвертой, самой мощной секции используется модуль CM400DU-24F со следующими параметрами:

• максимальное напряжение коллектор–эмиттер U_кэm = 1200 В;
• постоянный ток через коллектор–эмиттер I_кэм = 400 А;
• управляющее напряжение U_3э = ± 20 В;
• типовое падение напряжения на открытом транзисторе U_кэ0 = 1,8 В;
• входная емкость модуля С_вх = 160 нФ;
• эквивалентный входной заряд Q_BX = 4400 нК;
• максимальное время включения t_BKJI = 650 нс;
• максимальное время выключения t_BbIKЛ = 1300 нс;
• максимальный входной ток утечки I_вх.у = 80 мкА;
• максимальный ток через закрытый транзистор I_кэ.т = 2 мА.

Для коммутации третьей секции подходит модуль CM200DU-24H, для коммутации второй секции — модуль CM100DU-24H, для первой — CM50DU-24H. Основные параметры выбранных IGBT-модулей представлены в таблице 1.

Резонансные явления и компенсация гармоник компенсатором на IGBT

На практике проверка возможности резонансных явлений в электроэнергосистеме энергоблока, электроэнергетическая система (ЭЭС) которого включает шесть трансформаторов типа ТМ-730, три эквивалентных двенадцатифазных преобразователя ВАКЗС-500-330, а также КБ суммарной мощностью 200 кВАр, показала, что при работе двух синхронных генераторов (СГ), тиристорных преобразователей и КБ в системе возможен резонанс на 7-й гармонике.

Экспериментальные исследования, проведенные на энергоблоке, показали значительное резонансное усиление нескомпенсированных 5-й и 7-й гармоник (до 10%) в контуре СГ–КБ, что согласуется с теорией [11].

Частотные характеристики и выбор параметров компенсатора на IGBT

Проблема выбора параметров КРМ ДТ не ограничивается только определением величины максимальной (суммарной) емкости секции КБ, исходя из величины РМ нагрузки, подключенной к рассматриваемому узлу питающей сети (шинам низкого напряжения трансформаторной подстанции). При выборе емкости следует также принимать во внимание частотные характеристики узла питающей сети во избежание возможности возникновения нежелательных, с точки зрения эксплуатационной надежности и устойчивости системы, резонансных режимов в контурах, образуемых емкостью КРМ ДТ и индуктивностями иных элементов системы.

Однолинейная схема замещения условно-типовой системы электроснабжения (цеховой подстанции), включающей в себя КРМ ДТ, приведена на рис. 1. На схеме выделены: питающий трансформатор Тр, асинхронная нагрузка АД₁… АД_n, обобщенная нагрузка x_R (в том числе нелинейная — полупроводниковый преобразователь ТПр) и КРМ ДТ, состоящий из четырех секций КБ.

Рис. 1. Однолинейная схема условно-типовой цеховой подстанции

Величины РМ, сопротивления и проводимости КБ определяются известными соотношениями [12, 13]:

Емкость КБ определяется по выражению:

Анализ схемы проведем, используя схему замещения для первой гармоники (рис. 2).

Рис. 2. Схема замещения для первой гармоники

Параметры КБ должны быть выбраны таким образом, чтобы реактивные сопротивления КБ

и

не создавали резонанса с реактивным сопротивлением питающего трансформатора на частоте основной гармоники.

Суммарную емкость КБ можно определить как сумму k членов геометрической прогрессии

где C_n=C₁×2^n–1 — емкость n-ой ступени КБ; C₁— емкость первого члена геометрической прогрессии; 2 — знаменатель прогрессии;
n — номер взятого члена.

Последнее выражение можно записать иначе:

C_Smax=2⁰C₁+2¹C₁+2²C₁+2³C₁=15C₁.      (1)

С учетом дискретного способа включения КБ, уравнение (1) можно переписать следующим образом:

C_Smax=[A(1)2⁰C₁+A(2)2¹C₁+A(3)2²C₁+A(4)2³C₁]–A(5),                        (2)

где А(1)… А(5) — коммутационные функции, принимающие одно из двух фиксированных значений («0» или «1»), которые определяются алгоритмом работы и уставкой системы управления КРМ ДТ.

Для идеального параллельного контура индуктивность трансформатора — емкость КБ собственная резонансная частота (w₀) определяется как

А поскольку, в соответствии с (1) и (2), емкость КБ может изменяться в пределах C₁≤C_КБ≤15C₁, то собственная резонансная частота узла питающей сети будет изменяться в пределах min w_0Tmax≤w_0T≤w₀, причем частота w_0Tmax соответствует емкости C₁, а w₀ — емкости 15C₁.

Из анализа АЧХ параллельного колебательного контура (рис. 3) [13] следует, что в диапазоне частот от 0 до w _0T параллельный контур обладает индуктивной реакцией, а после w _0T — емкостной реакцией.

Рис. 3. Частотные характеристики параллельного колебательного контура

При полной компенсации РМ в сети имеет место резонанс (cosj = l), что нежелательно из-за сверхтоков в трансформаторе и КБ.

Из анализа АЧХ следует, что рабочая частота параллельного контура w =2pf=314 рад/с должна лежать в диапазоне 0<w<w_0T, причем, так как w _0T при переключении КБ изменяется в определенном диапазоне w_{0T max}≤w_0T≤w₀, то выбор емкости КБ необходимо проводить, исходя из условия, что min

Выводы

Рассмотрены особенности резонансных явлений в электроэнергетических системах питания судов (кораблей) с берега с мощными полупроводниковыми преобразователями, вызванных высшими гармониками тока и напряжения, появляющимися в ЭЭС в результате работы мощных полупроводниковых преобразователей. Определены соотношения, позволяющие производить детерминированную оценку возможности возникновения в ЭЭС резонансных режимов. Проведена практическая проверка установленных зависимостей, подтверждающая полученные теоретические выводы.

Представлены частотные характеристики условно-типовой системы электроснабжения, содержащей КРМ ДТ на IGBT, что необходимо для правильного выбора параметров транзисторного компенсатора во избежание возможности возникновения нежелательных, с точки зрения эксплуатационной надежности и устойчивости системы, резонансных режимов в контурах, образуемых емкостью КРМ ДТ и индуктивностями иных элементов системы.