Лукутин Б.В. Возобновляемые источники электроэнергии. Учебное пособие

Подождите немного. Документ загружается.

111

электротехнического оборудования общепромышленного назначения. В

частности, в качестве турбин использовались наиболее распространен-

ные и дешевые центробежные насосы. Исследования болгарской фирмы

"Випом" подтвердили возможность эффективного использования цен-

тробежного насоса в турбинном режиме с небольшим снижением коэф-

фициента полезного действия. Более того, конструкция насоса позволя-

ет в турбинном режиме снимать с него

мощность, превышающую но-

минальную, а дополнительная обработка рабочего колеса насоса повы-

шает его КПД в турбинном режиме практически до номинального зна-

чения. Эти особенности, а также широкая номенклатура насосов, позво-

ляют строить целый ряд простых и экономичных микроГЭС.

Системы стабилизации выходных параметров таких станций

должны строиться на принципе автобалластного регулирования, что

од-

нозначно определяется использованием нерегулируемого насоса в тур-

бинном режиме. Сравнительные испытания нескольких типов стабили-

зирующих систем в лабораториях ТПУ и фирмы "Промышленная энер-

гетика" показали преимущества схемы, предложенной выше, и она была

взята в качестве основного стабилизирующего элемента в серии микро-

Рис. 41. Принципиальная электрическая схема регулятора

автобалластной наг

ру

зки

Тр-р

’

112

ГЭС мощностью до 100 кВт. Эти станции серийно выпускаются в Бол-

гарии. Общий вид станций на мощности 8 и 16 кВт показан на рис. 42.

На фотографии видны собственно гидроэлектроагрегаты, шкафы

управления, блоки регуляторов автобалласта и собственно балласт –

воздушные нагревательные элементы.

Использование в микроГЭС асинхронных генераторов (АГ) огра-

ничивает возможность регулирования напряжения по цепи возбужде

ния. Поэтому, наиболее приемлемым вариантом системы стабилизации

является одноканальная токовая балластная система.

На точность стабилизации генерируемого напряжения в той или

иной степени оказывают влияние все элементы установки: гидротурби-

на, генератор, нагрузка. К основным параметрам, определяющим уро-

вень стабильности величины и частоты напряжения, относятся: коэф-

фициент саморегулирования гидротурбины, характеризующий «жест-

кость»

ее механической характеристики, номинальная мощность балла-

стной нагрузки и закон ее регулирования, диапазон изменения и харак-

тер полезной нагрузки станции.

Одноканальная автобалластная система не позволяет одновремен-

но с величиной напряжения АГ стабилизировать его частоту, поэтому

приходится находить приемлемый вариант стабилизации. Проведенные

исследования позволили определить оптимальную величину балластно-

го сопротивления R

в зависимости от характера полезной нагрузки

станции. В частности, для активной нагрузки R

= 1,25R

, для активно-

Рис. 42. Основные агрегаты микроГЭС фирмы

«Промышленная энергетика»

113

индуктивной нагрузки с cosϕ = 0,9, R

= 1,32Z

, для нагрузки с коэффи-

циентом мощности 0,8 R

= 1,45Z

Отклонение R

от рекомендованных значений приведет к возрас-

танию погрешности стабилизации напряжения станции при прочих рав-

ных условиях. Уменьшение R

до значений, меньших расчетного значе-

ния номинальной нагрузки станции (R

< Z

), приведет к развозбужде-

нию генератора, когда полезная нагрузка станции достигнет примерно

50% своей номинальной величины.

Ограниченные возможности регулирования микроГЭС только по

цепи балластной нагрузки приводят к взаимосвязи между точностью

стабилизации величины и частоты выходного напряжения. Так, приме-

нение более «жесткой» гидротурбины повышает точность стабилизации

частоты напряжения, однако, отклонение её величины относительно

номинального значения при этом возрастает.

Очевидное объяснение этому явлению – пропорциональная связь

между частотой вращения генератора и величиной генерируемого на-

пряжения.

Иллюстрацией данному выводу служат расчетные зависимости

максимальной погрешности стабилизации напряжения ±ΔU

max

и часто-

ты ±Δ

max

от жесткости гидротурбины e

, приведенные на рис. 43. На-

грузка станции в данном случае активная.

Характер нагрузки микроГЭС требует соответствующего измене-

ния емкости возбуждающих конденсаторов для компенсации индуктив-

ности нагрузки. Расчет мощности батареи конденсаторов приведен в

литературе [5] и, в частности, для машин малой мощности 5…6 кВт, ве-

0 -1-2-3-4-5-6

о.е.

ΔU, Δω

ΔU

Рис. 43. Зависимость максимальной

погрешности стабилизации U и

от e

114

личина возбуждающих емкостей должна составлять 150…160 мкФ на

фазу при cosϕ = 0,8. В результате выполнения рекомендаций по выбору

конденсаторов и величины R

, удается стабилизировать величину и

частоту напряжения станции не хуже, чем при нагрузке активного ха-

рактера. Например, на рис. 44 показаны зависимости напряжения U и

частоты ω микроГЭС от величины полезной нагрузки Z. По рисунку

видно, что максимальная погрешность стабилизации по напряжению

составляет 16…17 %, по частоте 3,4…3,6 %.

Таким образом, можно сделать вывод, что микроГЭС

с одно-

канальной системой стабилизации могут обеспечить уровень стабили-

зации напряжения по величине порядка U = U

± 9…12 %, по частоте

ω = ω

± 1,8…5 %. Такие показатели достигаются при работе на пассив-

ную нагрузку с неизменным коэффициентом мощности в диапазоне

cosϕ = 0,8…1,0.

Фазорегулируемая вентильная нагрузка генератора микроГЭС оп-

ределяет искажения формы фазных токов и напряжений. Уровень иска-

жений для синхронных и асинхронных машин примерно одинаков и

достигает значений коэффициента искажений синусоидальности напря-

жения K

нс

порядка 10…12 % [56, 57].

Величина искажений зависит от степени загрузки микроГЭС, что

иллюстрируется экспериментальной зависимостью, приведенной на

рис. 45. Эксперимент проводился на лабораторной установке. В качест-

ве генератора использован асинхронный двигатель, мощностью 4 кВт.

0,8

0,9

1,1

о.е.

0,99

1,0 10,0

0,98

100,0

ω,

о.е.

1,0

1,01

Z, о.е.

Рис. 44. Выходные электрические параметры

микроГЭС при активно-индуктивном характере

нагрузки с cosφ=0,8

115

Для расчета величины искажений напряжения генератора, вы-

званных коммутацией вентильной нагрузки, генератор микроГЭС экви-

валентируется неискаженной ЭДС e(t) с индуктивностью L

и актив-

ным фазным сопротивлением якорной обмотки r

. Эквивалентная схема

замещения генератора показана на рис. 46 [50, 62].

Рис. 45. Зависимость К

нс

напряжения АГ от

наг

ру

зки стан

ии

0,25

нс

0,5

0,75

, о.е.

Рис. 46. Эквивалентная схема замещения генератора

с автобалластной системой стабилизации

(t)

116

Полезная нагрузка активно-индуктивного характера r

, L

с коэф-

фициентом мощности cosϕ

. Балластная нагрузка, в общем случае, так-

же активно-индуктивная с параметрами r

, L

. Расчетные схемы для

переходного процесса коммутации балласта приведены на рис. 47.

Дифференциальные уравнения, описывающие переходные про-

цессы при включении балластной нагрузки активного характера r

име-

ют вид:

);(

бнг

=−−

=−+

=++

iii

При выключении

ток и напряжение генератора определяются

по уравнению:

()()

)(

нг

=+++ .

Данные уравнения решаются в общем виде, например, классиче-

ским методом. Расчетные кривые тока и напряжения генератора при уг-

ле управления вентилями балласта α = 90 ° приведены на рис. 48.

Анализируя результаты расчетов, нетрудно заметить, что для ре-

альных соотношений между параметрами генератора, нагрузки и балла-

стного сопротивления: L

≈ 0,1L

, r

≈ 0,04r

, cosϕ

= 0,7…0,9, переход-

ный процесс включения вентилей регулятора балласта заканчивается в

пределах полупериода питающего напряжения и длится не более 0,1 его

части. Поэтому для анализа искажений напряжения и тока генератора в

первом приближении можно пренебречь параметрами генератора L

, r

Рис. 47. Расчетные схемы для переходного процесса коммутации

балласта

е(t)

e(t)

117

что дает возможность учитывать только вынужденные составляющие в

кривой тока генератора.

Выражения для тока балласта в этом случае имеют вид:

= 0 в диапазоне 0 ≤ ωt ≤ α;

= I

sinωt для α ≤ ωt ≤ π.

Гармонический состав тока балласта определится выражениями:

BAI

nnmn

+= – амплитудное значение n-ой гармоники;

()

[]

()

[]

()

[]

()

[]

ая;составляющ косинусная

1cos

−

⎥

⎦

⎤

⎢

⎣

⎡

−

−+

−

⎥

⎦

⎤

⎢

⎣

⎡

−

−+

−=

ωω

απ

()

[]

()

[]

()

[]

()

[]

ая.составляющ синусная

1sin

−

⎥

⎦

⎤

⎢

⎣

⎡

−−

−

⎥

⎦

⎤

⎢

⎣

⎡

−−

−

−=

ωω

απ

ωt

рад.

e, U, i

о.е.

-1,0

-0,5

0,5

2π/3π/3

Рис. 48. Расчетные кривые тока и напряжения

синхронного генератора при

= 90

118

Степень искажения тока генератора нелинейной вентильной на-

грузкой характеризуется коэффициентом несинусоидальности, который

определяется как отношение среднеквадратичного значения величины

высших гармоник

к первой гармонике исследуемого сигнала I

%100

нс

∑

= .

Зная гармонический состав тока балласта можно определить сте-

пень искажения кривой напряжения микроГЭС. Для этого следует вос-

пользоваться схемами замещения расчетной цепи для высших гармони-

ческих составляющих:

()

IZI

nnn

+==

где

– величина n-й гармоники фазного тока генератора.

Расчетные значения

нс

для напряжения и тока микроГЭС с ав-

тобалластным регулированием показаны на рис. 49.

Следовательно, для станций мощностью 10…20 кВт величина ко-

эффициента несинусоидальности напряжения при классической ав-

тобалластной системе на биполярных тиристорных ячейках достига-

ет 12 %.

Результаты измерений степени нелинейных искажений напряже-

ния, проведенные на экспериментальной установке, представлены

в ви-

де графиков на рис. 50. Коэффициент несинусоидальности определялся

для нескольких схем тиристорных регуляторов балластной нагрузки.

Рис. 49. Зависимость К

нс

напряжения АГ

от наг

ру

зки стан

ии

120 30

нс

, %

α, град.

150

119

Учитывая несинусоидальность напряжения собственно синхрон-

ного генератора серии ЕСС мощностью 12 кВт, которая составляет ве-

личину порядка 5 %, можно утверждать, что экспериментальные значе-

ния лишь незначительно отличаются от расчетных.

Искажения напряжения, вызванные действием симметричных би-

полярных тиристорных ячеек, включенных по схеме с нулевым прово-

дом, представлены кривой 1. Некоторое смещение максимума кривой

нс

в сторону меньших токов нагрузки

объясняется нелинейной за-

висимостью углов управления тиристорами регулятора от величины то-

ка

. Кривая 2 характеризует искажения, вносимые в форму напряже-

ния генератора регулятором мостового типа с включением балласта на

сторону постоянного тока.

Как следует из зависимостей, показанных на рис. 50, степень ис-

кажения напряжения генератора микроГЭС зависит от схемы тиристор-

ного регулятора балластной нагрузки и от величины тока полезной на-

грузки. Худшие показатели в

этом отношении имеют схемы выпрями-

тельного типа, поскольку они искажают фазные токи и напряжения ге-

нератора и при углах управления вентилями α = 0 (что соответствует

= 0). Наиболее неблагоприятной величиной полезной нагрузки стан-

ции является половинная нагрузка, соответствующая углам управления

тиристорами α ≈ 90° и вызывающая максимальные искажения напряже-

ния.

0 0,2 0,4 0,6 0,8 1

о.е.

нс

Рис. 50. Зависимость коэффициента несинусоидальности фазно-

гонапряжения генератора от тока полезной нагрузки микроГЭС

1 – симметричная тиристорная ячейка с нулевым проводом;

2 – трехфазная мостовая выпрямительная схема;

3 – комбини

ованная схема

120

Классические автобалластные системы, регулирующие мощность

на балластных резисторах с помощью симметричных биполярных тири-

сторных ячеек, обеспечивают стабилизацию значения напряжения мик-

роГЭС с быстроходной турбиной пропеллерного типа в пределах

± (10…20) %, частоты – в пределах ± (2…4) % при коэффициенте иска-

жения синусоидальности 2…13 % [42, 62, 63].

Основными путями улучшения качества генерируемого напряже-

ния являются совершенствование схем тиристорных регуляторов мощ

ности балласта, подбор оптимальных значений и характера балластных

нагрузок, дробление балласта с целью сокращения его фазорегулируе-

мой части.

Уменьшить степень несинусоидальности генерируемого напряже-

ния позволяет балластная нагрузка активно-индуктивного характера.

На рис. 51 показаны расчетные значения

нс

для напряжения ге-

нератора при активно-индуктивном (кривая 1) и активном (кривая 2)

балласте.

Сравнивая степень искажения напряжения генератора при актив-

ном и активно-индуктивном характере балластной нагрузки, следует

отметить преимущество активно-индуктивного балласта. Степень иска-

жения кривой тока при активном балласте достигает 34 %, при активно-

индуктивном в 2,5 раза меньше. Максимальное искажение напряжения

при активном балласте – 12 %, при активно-индуктивном – 3,6 %. Ак-

тивно-индуктивный балласт также лучше компенсирует

изменение по-

лезной нагрузки активно-индуктивного характера, особенно в режимах,

близких к холостому ходу станции. Таким образом, активно-

Рис. 51. Зависимость К

нс

от

гла

авления ти

исто

ами

120

нс

, %

α, град.

150