Очеретна Вікторія Василівна
Електротехнічний факультет, Кафедра електричних систем
Спеціальність «Електричні системи і мережі»
Дослідження впливу насичення на сукупність електромагнітних параметрів синхронних машин та його урахування при моделюванні перехідних процесів
Науковий керівник: Ларін Аркадій Михайлович
Головна сторінка
Автореферат з теми випускної роботи
Врахування складних явищ магнітного насичення й витиснення струму в масиві ротора представляє складну проблему, яка розв'язується при строгому підході з використанням теорії електромагнітного поля.[1].Тим часом загальноприйнято, що при рішенні завдань проектування в електричних системах припустима погрішність при визначенні струмів короткого замикання (КЗ) приймається на рівні 10%. Синтез еквівалентної схеми заміщення синхронної машини (СМ) для рішення поставленого завдання в цьому випадку визначає прийняття наступних допущень:
- врахування розглянутих явищ тільки в поздовжній осі ротора;
- забезпечення вимог по точності розрахунку струмів КЗ тільки в початковій стадії перехідного процесу (у межах часу відключення ушкодження за допомогою швидкодіючих релейних захистів);
- неврахування впливу пристроїв регулювання збудження, що дозволяє враховувати вплив витиснення струму й насичення на параметри еквівалентних контурів ротора без поділу їх з урахуванням технологічних функцій;
- прийняття фазного струму обмотки статора при аналізі вихідних експериментальних даних раптового КЗ у якості його складової по поздовжній осі ротора синхронної машини.
На кафедрі ЭСИС ДонНТУ були отримані залежності параметрів контуру, що відбиває вплив демпферної системи для турбогенератора ТВВ-160-2. При цьому приймалася схема заміщення по поздовжній осі ротора, у якій ураховувався різний взаємний індуктивний зв'язок між контурами, показана на рис. 1.
При одержанні цієї схеми як обмотка збудження приймався контур, що має найбільшу постійну часу.
Вплив насичення оцінювалося інтегрально шляхом знаходження частотних характеристик і параметрів схем заміщення по даним серії дослідів,виконаних при різних вихідних напругах. Останні підбиралися таким чином, щоб початкові значення періодичної складової струму ВКЗ становили приблизно 2,0; 3,0 й 4,0 від. од., але не більше максимальної величини 0,7Uном, регламентованої ГОСТ 10169-77.
Риснок 1 - Схема заміщення СМ по поздовжній осі ротора з урахуванням опору розсіювання взаємоіндукції між ОЗГ й еквівалентною демпферною системою
Отримані в цьому випадку аналітичні залежності не враховують дійсного розподілу струмів між обмоткою збудження й еквівалентною демпферною системою, оскільки синтез схеми заміщення здійснювався тільки на підставі адекватності вхідної провідності з боку обмотки статора. Тому вони можуть використатися для врахування впливу насичення на результати розрахунку струму в обмотці статора.[2].
Для одержання аналогічних залежностей для правильного обліку розподілу струмів у роторі необхідна структурна деталізація схеми заміщення шляхом виділення контуру обмотки збудження.[3]. Це може бути здійснене з використанням способу синтезу схем заміщення, у яких ОЗГ представляється самостійним багатоконтурним ланцюгом.
На рис. 2 наведені амплітудно-фазові частотні характеристики комплексних коефіцієнтів участі
, розрахованих відповідно до (1) і (2) за даними обробки аперіодичних струмів в обмотці збудження для різних вихідних напруг.
(1)
(2)
Їхній аналіз вказує на те, що в області частот струму в роторі від 0 до 0,01 в. о. вони відрізняються між собою в межах погрішності вимірів й обробки перехідних функцій. В області ж ковзань ротора від 0,1 до 1,0в. о. має місце закономірні зміни аналізованих характеристик при збільшенні напруги в досвідах РКЗ. Однак одержати аналітичну залежність коефіцієнта
у функції початкової напруги або струму короткого замикання для можливості використання при синтезі схем заміщення важко.[4].
Рисунок 2 - Амплітудно-фазові частотні характеристики коефіцієнта Cf(js) турбогенератора ТВВ-160-2, 1- при U=0.25Uном; 2 – при U=0.47Uном; 3 – при U=0.7Uном
Доцільніше це зробити безпосередньо для параметрів еквівалентних схем заміщення. Проаналізуємо отримані по співвідношенню (3) комплексні провідності обмотки збудження для схеми з винесеною гілкою намагнічування (рис.3), представлені на рис.4.
(3)
Рисунок 3 - Схема заміщення СМ по поздовжній осі ротора з винесеною гілкою намагнічування при виділенні ОЗГ багатоконтурним контуром
Рисунок 4 - Амплітудно-фазові частотні характеристики провідності yf(js) турбогенератора ТВВ-160-2, 1- при U=0.25Uном; 2 – при U=0.47Uном; 3 – при U=0.7Uном
Опір характеристик
отриманих при різних рівнях насичення, свідчить про практичний їхній збіг в області частот від 0 до 0,1 в. о., тобто в тій області, у якій з'являється вплив ОЗГ. При більших ковзаннях має місце несуттєва, у межах 5-8% зміна модульного значення досліджуваного параметра. Однак, в області ковзань ротора, більших 0,1в.о. значно більшою мірою проявляється дія демпферної системи. На рис.5 наведені отримані по (4) частотні характеристики еквівалентної провідності, що відбиває вплив масивних конструктивних елементів ротора турбогенератора.
(4)
.Рисунок 5 - Амплітудно-фазові частотні характеристики провідності демпферної системи yd(js) турбогенератора ТВВ-160-2, 1- при U=0.25Uном; 2 – при U=0.47Uном; 3 – при U=0.7Uном
(анімація: об'єм - 181 kбайт; розмір - 857х420; складається з 5 кадрів; затримка між кадрами - 100 мс; затримка між останнім і першим кадрами - 100 мс; кількість циклів повторення - 20)
Аналіз отриманих залежностей дозволяє встановити, що вплив насичення практично не проявляється в зміні властивостей еквівалентної демпферної системи при ковзаннях менш 0,1в. о. Це значить що параметри контуру, що має найбільшу постійну часу, практично не залежать від початкового значення періодичного струму статора.[5].
Виконані дослідження показали доцільність визначення аналітичної залежності від струму короткого замикання тільки параметрів одного контуру, що відбиває вплив демпферної системи, що має найменшу постійну часу.
При такому допущенні незалежна від насичення складова провідності схеми заміщення Г – образного типу
буде визначатися наступним співвідношенням:
(5)
где
- індуктивний й активний опори першого контуру, що враховує вплив масивних елементів ротора в досліді, виконаному при напрузі 0,7 Uном, що відповідає ненасиченому стану магнітної системи турбогенератора.
Тоді значення другого еквівалентного демпферного контуру можуть бути розраховані по їх провідностям, знайденим за експериментальними частотними характеристиками:
[6].
(6)
Значення параметрів другого демпферного контуру, що відповідають різним рівням напруги холостого ходу, наведені в табл.1.
Аналіз залежностей
від початкової величини періодичного струму короткого замикання, наведені на рис. 6 і рис. 7 відповідно, дозволив одержати аналітичні вираження для визначення залежностей
у функції струму статора при значенні останніх більше 1 в. о.
(7)
(8)
де
- значення опорів, отримані при напрузі 0,25 від номінальної.
Рисунок 6 - Залежність від початкового струму КЗ активного опору другого еквівалентного контуру, демпферної системи турбогенератора типу ТВВ-160-2
Рисунок 7 - Залежність від початкового струму КЗ індуктивного опору другого еквівалентного контуру, демпферної системи турбогенератора типу ТВВ-160-2
Таким чином, показано, що для Г-образної схеми можна встановити залежність параметрів одного демпферного контуру від початкового струму КЗ статора. Це дозволить із помилкою не більше 10 -12% розраховувати перехідні процеси з урахуванням впливу насичення.[7].
Метою моїх подальших досліджень є одержання аналогічних залежностей для схем заміщення інших структур, показаних на рисунках 8 та 9
Рисунок 8 - Схема заміщення СМ по поздовжній осі з урахуванням різного взаємного індуктивного зв'язку між обмотками й поданні ОВГ багатоконтурним ланцюгом
Рисунок 9 - Схема заміщення СМ по поздовжній осі ротора при поданні ОГ самостійним багатоконтурним ланцюгом
ПЕРЕЛІК ВИКОРИСТАНОЇ ЛІТЕРАТУРИ
1. International Electrotechnical Commission (IEC) Standard. Rotating Electrical Machines. Part 4: Methods for determining synchronous machines quantities from tests. Publication 34-4. Geneva, 1985. — 175 p.
2. Машины электрические синхронные трехфазные. Методы испытания. ГОСТ 10169-77. М.:Госкомстандарт СМ СССР, 1977.
3. Казовский Е.Я. Переходные процессы в электрических машинах переменного тока. — М.: Изд-во АН СССР, 1962. — 624 с.
4. Жерве Г.К. Промышленные испытания электрических машин. Л.Энергоатомиздат, 1984. Режим доступа:http://masters.donntu.ru/2002/eltf/tkachenko/diss/lib1.htm
5. Харченко В.А. О разбросе значений параметров синхронной машины, находимых из опыта внезапного короткого замыкания. // Изв. РАН. Энергетика. 1996. №2. С. 127-137.
6. Харченко В.А. Еще раз о разбросе значений параметров синхронной машины, находимых из опыта внезапного короткого замыкания. // Изв. РАН. Энергетика. 1999. №1. С. 142-151
7. Ларин А.М., Рогозин Г.Г. Синтез параметров эквивалентной схемы замещения массивного ротора турбогенератора градиентным методом. / Электричество, 1976, № 11. С.10-13.
При написанні даного автореферату магістерська робота не закінчена. Остаточний варіант роботи можна отримати у автора або наукового керівника після грудня 2010 року.
ДонНТУ Портал магістрів Головна сторінка