Ежков В.В., Зарудский Г.К., Зуев Э.Н. и др. Электрические системы и сети в примерах и иллюстрациях

Подождите немного. Документ загружается.

Для проектируемых и действующих электропередач постоян-

ного тока плотность тока в проводах линии обычно принимают

в диапазоне 0,7-^0,8 А/мм^. Приняв у=0,75 А/мм^, получим

сечение проводов линии:

/•=1250/0,75=1667 мм^

Примем условно, что каждый полюс линии выполняется тре-

мя проводами марки АС 600/72. Отметим при этом, что выбор

конструкции полюса линии (число составляющих, расстояние

между ними и др.) является предметом специальных техни-

ко-экономических расчетов, где учитывается влияние короны.

Здесь эти расчеты не приводятся.

Удельное сопротивление одного провода г^ при /= +20°С

равно 0,05 Ом/км, что при среднегодовой температуре составит

=[1 +

0,004

(t -

20°)]

0,05 [1

0,004

(+5° -

20°)]

=0,047 Ом/км.

Отсюда удельное сопротивление одного полюса линии

'•О = '-^7И = 0,047/3 = 0,0157 ОМ/КМ.

Полное сопротивление полюса линии равно

Л„=го/=0,0157.1000=15,7 Ом.

Мощность трансформатора выпрямительного моста

5'т=1,ЗР^«=1,3.250=325 МВ А.

Здесь коэффициент 1,3 учитывает реактивную мощность, по-

требляемую преобразователем из сети, и мощность искажения.

В настоящее время силовые транс^рматоры для электропе-

редач постоянного тока изготовляют по специальным заказам.

Примем, что параметры требуемого трансформатора в относи-

тельных единицах близки по значениям аналогичным парамет-

рам серийного трансформатора мощностью 400 МБ

• А.

Исклю-

чение составляет лишь сопротивление рассеяния. Для трансфор-

маторов, используемых в передачах постоянного тока, оно

обычно выше, чем у серийных, что объясняется условиями их

работы в схеме преобразования. Параметры силовых трансфор-

маторов:

MB . А 325

кВт 940

АЯвь «Вт 370

ЛСхх.

кВА 1400

170

Трансформаторы для вьшрямительноЁ и инверторной подста-

нции принимают одинаковьши. Различие в коэ^ициентах

трансформации компенсируется с помощью РПН.

Коэффициент трансформации на стороне выпрямителя опре-

деляется заданным значением выпрямленного напряжения на

выходе моста. Действующее значение напряжения вентильной

обмотки трансформатора

0,741 VA^

1-05^

или

0,741-200 „

—- =

161

кВ.

1-0,5

100

Отсюда коэффициент трансформации*

и„=500/161 = 3,1.

Сопротивление трансформатора, приведенное к напряжению

вентильной обмотки,

161^

хт.=—0,16=12,8 Ом.

Для уточнения найденного коэффициента трансформации

найдем амплитудное значение фазной эквивалентной ЭДС, кото-

рая будет действовать в контуре коммутации. Для этого зада-

димся начальным значением угла управления вентилями а^. Этот

угол вводят для компенсации в выпрямленном напряжении быст-

рых изменений напряжения системы переменного тока.

Примем начальное значение угла ао=

10°.

При этом значение

эквивалентной ЭДС системы будет

V3cosao\ 3 /

12,8

.1,25^132 кВ,

что соответствует значению междуфазного напряжения (fleact-

вующее значение), равному 162 кВ. Погрешность составляет

0,6% от ранее наиденного значения. Отсюда может быть сделан

вывод, что коэффициент трансформации определи правильно.

или

*Иклжс

4QU»

здесь и в дальнейшем соответпцюг выщммпелю,

«в» — i

wtptopy.

171

Поскольку в соответствии с условиями задачи напряжение на

шинах системы принято синусоидальным, сопротивление послед-

ней принимаем равным нулю и в контур коммутации включаем

только сопротивление трансформатора. Поэтому эквивалентная

ЭДС системы равна напряжению на шинах подстанции, т. е.

где (/фтш — ямплитудное значение фазного напряже-

ния системы, приведенное к ступени напряжения вентильной

обмотки трансформатора.

Снижение напряжения на шинах подстанции компенсируется

уменьшением угла «(,• ^ пределе снижение напряжения, которое

может быть скомпенсировано за счет системы регулирования при

«0=0%

Еш,

у/Зсо&О"

-200 + 12,8

•1.25^ =

130 кВ.

что соответствует значению междуфазного напряжения сети, рав-

ному 495 кВ. При большем снижении напряжения в действие

вступает система автоматического регулирования коэффициента

трансформации и последний изменяют так, чтобы сохранить

принятую величину угла регулирования. Увеличение начального

угла сверх принятого значения нецелесообразно, так как это

приведет к увеличению реактивной мощности, потребляемой пре-

образователем из сети. Величина угла коммутации, которая явля-

ется достаточно характерным показателем режима работы пре-

образователя, может быть найдена при использовании следу-

ющего выражения:

2xT./d>

у,=arc

cos (

cosa-

или

y,=arccos^coslO°

2xT,ld\

212.81.25

V3132

Это означает, что при рабочем токе вьшрямитель работает

в режиме 2 — 3 и его внешняя характеристика линейна. Зависи-

мость угла коммутации от тока при различных значениях угла

управления приведена на рис. 5.2.

Вентили выпрямителя должны отвечать следующим требова-

ниям:

средний ток вентиля

/^,=/^3=1250/3 =417 А;

начальный скачок обратного напряжения в момент закрытия

вентиля при ао= 10°

132sin(10°+22°) =145 кВ;

172

а^О"

di=tO°

d=30°

2 Ч 6 в 10

Рис. S.2. Зависимость угла коммутация от тока

преобразователя 1фи различных значениях угла

управления

максимальное обратное напряжение на вентиле в процессе

работы

С/сбрш„=А:д^ £„,= 1,2.^.132 = 274 кВ.

Перейдем к рассмотрению режима работы инвертора. Напря-

жение полюс — земля на входе инвертора со стороны линии

где Лл — сопротивление одного полюса линии; Д. — сопротив-

ление линейного реактора.

Значение Д> может быть ншдено из следующих соображе-

ний. Установленная мощность реактора, приведенная к частоте

50 Гц,

1,252.1-314 =490 MB.А.

Потери активной мощности, замеренные в опыте короткого

замыкания, обычно составляют 0,04 — 0,05% от установлен-

ной мощности реактора. Примем для нашего случая АЛо=0,04%

от что будет соответствовать ЛР„=200 кВт. Отсюда со-

противление линейного реактора

Я,-

200.10»

1250»

= 0,12 Ом.

С учетом этого напряжение полюса на входе инвертора со

стороны линии

1/л=400-1,25(15,7-1-2.0,12)=380 кВ,

откуда напряжение, приходящееся на один мост инвертора,

1/^^=380/2=190 кВ.

173

Действующее значение междуфазного напряжения вентильной

обмотки трансформатора инвертора

1-(0,5.16)/100

что соответствует амплитуде фазного напряжения, равной

125 кВ.

Коэффициент трансформации инверторного трансформатора

500/153

= 3,27,

а сопротивление трансформатора, приведенное к напряжению

вентильной обмотки,

хт^=(1532/325)0,16=11,5 Ом.

Приняв угол запаса (погасания) вентилей инвертора равным

15°, найдем значение эквивалентной ЭДС системы:

1 /л

Е„ш=—

3 Ua^+XrJj

VscosiV

Подставив числовые значения величии, входящих в это урав-

нение, получим

(- 190+11,5.1,25 )=

127

кВ,

coslS'-V^ /

ЧТО

соответствует 156 кВ междуфазного напряжения.

Отсюда может быть найден угол коммутации вентилей ин-

вертора

cos5 = )—

л/з W

или

y.=arccos( cosl5°-^ ":^^'П-15°=18°.

V у/Ъ

127

3||ая величины углов коммутации и погасания, определим

величину угла открытия вентилей инв^ггора:

/?=у.+г=18«'+15''=33°.

Угол запаса (погасания) вштилей инвертора является одним

ю важнейших параметров режима всей пертдачи, так как опреде-

ляет устойчивость работы инвертора п]Ж возрастании тока в ли-

нии и снвжшии напряжения п]жемной системы. На рис. 5.3

приведены зависимости угла 8 от т(жа передачи при различных

значениях угла р.

174

д:

«О

Р=50°

Mff"

0.5

US 2 2,5 3

Рис. 5.3. Зависимость угла запаса вентилей инвертора

от тока передачи при различных значениях угла от-

крытия этих вентилей

При номинальном значении угла ^=33° угол 6 становится

меньше минимально допустимого даже при незначительном уве-

личении тока. Расширение диапазона увеличения тока возможно

лишь при увеличении угла р. Однако следует иметь в виду, что

при этом инвертор резко увеличивает йотребление реактивной

мощности из сети.

На рис. 5.4 приведены зависимости изменения угла 5 при

изменении напряжения приемной системы. Здесь аналогичная

картина. При номинальном значении угла

даже незначительное

снижение напряжения сети (в результате удаленного короткого

замыкания или эксплуатационных переключений в системе) мо-

жет привести к выходу инвертора из строя.

Увеличение устойчивости инвертора может быть достигнуто,

как и в предыдущем случае, путем увеличения угла р. С этой

целью на инверторе устанавливают регулятор, поддерживающий

неизменным значение угла S при изменениях тока передачи и на-

пряжения приемной системы.

На инверторной подстанции обычно применяются такие же

вентили, как и на выпрямительной. Поэтому здесь характеристи-

ки вентилей не рассматриваются.

Совместная работа выпрямителя и инвертора предполагает

сопряжение их внешних характеристик, которые должны пересе-

каться в одной точке. Эта точка является рабочей точкой пере-

дачи. Соответствующий ей ток должен быть равен номиналь-

ному току, а напряжение — напряжению передачи в точке вклю-

чения инвертора. Иными словами, внешняя характеристика вы-

прямителя должна быть приведена к точке включения инвертора.

175

б,"

<iO

/3-5(7°

1 /

60 80

100 120 тЕг,,кВ

Рве. 5.4. Зависимость угла вентилей инвертора от значе-

вия" напряжения приемной системы (приведенного с вен-

тильной обмотке) при различных значениях угла отшфытия

Следует отметить, что можно также привести внешнюю харак-

теристику инвертора к точке включения выпрямителя.

Уравнение внешней характеристики инвертора (на один мост)

для случая 5=const имеет вид

Ud,=cos г - - /^Хти.

я я

Подставив сюда значения угла запаса

15°

и рабочего тока

передачи I—1,25 кА, получим

!/</»=--127cos 15°--11,5.1Д5 =

189

кВ.

я л

Уравнение внешней характеристики вьшрямителя, приведен-

ной к точке включения инвертора (на один мост), имеет вид

Г7

(7л= £m.cosa,

/3 Rn+lRf\

где коэффицент 1/2 во втором члене уравнения учитывает приве-

дение потерь напряжения в линии к одному мосту;

132COS 1

Д5

= 189 кВ.

Иными словами, внеошие характеристики вьшрямителя и ин-

Bq>Topa пересекаются при рабочем токе в точке, соответству-

176

Щбочоя

т(та

ЬЧ

14.

Рис. 5.5. Согласование высших характеристик выпрямите^тя

и инвертора:

1 — ввеишяя хараггеристика выпрямителя при а=0°, ве приведенная

точхе включения инвертора; 2 — ввешняя харехтеристика выпрями-

теля при а=0°, приведенная к точхе включения инвертора; 3 — приве-

денная ввешняя хараггеристика выпрямителя при о=10°; ^ — вне-

вшняя хараггеристика иввег"Ч5ра при

15°=const;

— внешняя ха-

рактеристика выпрямителя при действии регулятора тока

Alpr.yin.p.T.= 1.25 «А, (/,=const);

— внешняя характеристика инвер-

тора при действии регулятора мвнимальвого тока

/уст. р. м.

т = '.' 25 кА

(/в=const)

ющей нормальному режиму работы. Внешние характеристики

преобразователей приведены на рис. 5.5.

Рассмотрим энергетические характеристики передачи.

Значения активной и реактивной составляющих первой гармо-

ники тока, потребляемого высарямителем из сети, могут быть

определены с помощью следующих уравнений.

Амплитуда активной составляющей тока (на стороне вентиль-

ной обмотки трансформатора)

я 2 2

или

2 /ч 22° 2'"°

/«.!=— I,25cos~cos(10''-f--)=l,27 кА.

п 1 2

Амплитуда реактивной составляющей тока

)2sin^(«o+y./2),

177

или

0.39» \ 22". ггЛ

1,25{ 1+ Icos—sm( 10°+—) =

п \ 12siii»(10°+2272)/ 2 \ 2 /

=0,534 кА.

Амплитуда полного тока первой гармоники выпрямителя

Л.1=+/L,=71.27^+0.5342=

1,38

кА.

Активная мощность, потребляемая выпрямителем из сети

(без учета потерь в трансформаторе и преобразователе),

132.1,27 =250 МВт,

т. е. при принятых допущениях активная мощность, потребля-

емая выпрямителем из сети, равна мощности, отдаваемой им

в цепь выпрямленного тока.

Реактивная мощность, потребляемая выпрямительным мо-

стом, по первой гармонике

1=^132.0,534 =106 MB.А.

Полная мощность, потребляемая выпрямителем из сети по

первой гармонике,

S,i=y/Pl+Qli=y/250^+106^=272 MB-А.

Действующее значение полного тока вентильной обмотки

трансформатора

Для вьшрямителя имеем

ФН-

еем

1,25^1-^=0,988 кА.

Мощность искажения преобразователя

здесь Е — действующее значение фазной ЭДС; Д — действу-

ющее значение тока nqiBofi гармоники.

Для вьшрямителя

Г.=V0.9882-0,978^=41,3 MB-А.

у/2

178

Полная мощность, потребляемая выпрямителем из сети с уче-

том токов высших гармоник,

MB.А.

Коэффициент мощности выпрямителя по первой гармонике

Уш

Ami r.-sm7,cos2(oo+~)

tg<Pi=—=

/«.I у.

мпу,яп2(ао+-)

Подставив в это выражение значения углов

OQ И

у., получим

\.%<р,= -==0,424,

ЧТО

соответствует cos

qt,

= 0,92.

Значение реактивной мощности выпрямителя

C.I<Pi =250.0,424=

106

•

А,

что говорит о правильности полученных результатов.

Потери мощности в полюсе линии, включая потери в линей-

ных реакторах,

А^««.=/5(Лл+2Лр)= 1,25^(15,74-2-0,12)=24,9 МВт.

С учетом второго полюса полные потери мощности в линии

АРЛ=2-24,9=49,8 МВт.

Потери на корону в линиях постоянного тока существенно

меньше, чем в линиях переменного тока того же класса напряже-

ния, и много меньше потерь на нагрев проводов. Поэтому в даль-

нейших расчетах потери на корону в линии не учитываем.

Активная мощность на входе инвертора с учетом потерь

в линии

1000 -49,8 =950 МВт.

Мощность, приходящаяся на один мост инвертора,

Р„=950/4=232,5 МВт.

Найдем составляющие тока

nejffiofi

гармоники для инвертора

по аналогии с тем, как это сделано для вьшрямитепя.

Вьфажения для определения активной и реактивной состав-

ляющ^ тока для инвертора:

2^3

-IjCOS

179