Система управления реактивной мощностью тиристорных электроприводов широкополосного стана горячей прокатки

Тип работы:
Диссертация
Предмет:
ТЕХНИЧЕСКИЕ НАУКИ
Страниц:
213
Узнать стоимость новой

Детальная информация о работе

Выдержка из работы

штрафных санкций: — отклонения частоты Af — отклонения напряжения 8Uy- - доза фликера Pt- - коэффициент искажения синусоидальности кривой напряжения кнс- - коэффициент несимметрии напряжений по обратной последовательности кги- - коэффициент несимметрии напряжений по нулевой последовательности kou- v Особый интерес представляет сравнение отечественных и зарубежных норм на качество электрической энергии. Определяющими в странах Евросоюза являются: — стандарт EN50160: 1994 & laquo-Характеристики напряжения электричества, поставляемого системами распределения общего назначения& raquo-- -стандарт МЭК 1000−2-4: 1994 & laquo-Электромагнитная совместимость. Уровни ЭМС на промышленных объектах для низкочастотных помех проводимости".В последнем стандарте электроприемники промышленных предприятий разделены по уровню ЭМС на три класса в зависимости от видов применяемого электрооборудования: 1. Электроприемники очень чувствительные к электромагнитным помехам (ЭВМ, вычислительные центры, системы автоматики, аппаратура КИП технологических лабораторий и т. д.).2. Электроприемники, не создающие электромагнитных помех и с низким их уровнем (освещение, металлорежущие станки, общепромышленные механизмы и т. д.).3. Мощные преобразователи тока и частоты, электросварочные установки, резкопеременная нагрузка, двигательная нагрузка с частыми пусками. Такие приемники, как электродуговые печи и мощные преобразователи, следует выделить в отдельный класс, уровни ЭМС для которых должны согласовываться с питающими энергокомпаниями. В дальнейших исследованиях учитывались три основных показателя — отклонение напряжения — 5Uy, быстрые изменения напряжения (фликер — Pt) и несинусоидальность напряжения — кнс, поскольку тиристорный преобразователь является симметричной трехфазной нагрузкой, а изменение частоты при его работе, как правило, не превышает допустимых значений. В табл. 1.1 приведены нормы на качество электрической энергии отечественного стандарта ГОСТ 13 109–97, и стандартов EN50160, МЭК1000−2-4. Быстрые изменения напряжения вызывают мерцание освещения (фликер). Наиболее нежелательное воздействие на человека оказывают низкочастотные колебания в диапазоне 8−10Гц. Поэтому российский стандарт ограничивает допустимую амплитуду колебаний напряжения в этой области на уровне 0,29% номинального. Сравнительный анализ российских и европейских стандартов указывает на то, что допустимые нормы качества примерно одинаковы, а в отношении несинусоидальности напряжения западные стандарты менее требовательны по сравнению с российскими. Существенное отличие заключается в том, что в европейских стандартах учитывается вероятностный характер появления тех или иных нарушений, которые & laquo-не допускаются в течение 95% времени в неделю& raquo-. Такой подход имеет технико-экономическое обоснование. Действительно, если, например, произойдет однократное десятисекундное превышение допустимого значения несинусоидальности напряжения в течение рабочей смены, то оно не сможет повлиять на производительность Таблица 1.1 Нормы и требования к качеству электроэнергии Показатель 5Uy Pt -^нс Документ ГОСТ 1 310 997 EN50160 МЭК 1000−2-4 Класс 1 ГОСТ 1 310 997 EN50160 МЭК 1000−2-4 ГОСТ 1 310 997 EN50160 МЭК 1000−2-4 Класс 1 Класс 2 Класс 3 Нормы и требования Нормально допустимые значения на зажимах электроприёмника — ± 5% номинального напряжения. Предельно допустимые значения на зажимах электроприёмника — ±10% номинального напряжения. Для сетей низкого и среднего напряжения — ±10% номинального значения в течение 95% времени в неделю. Для сетей низкого напряжения — ± 8% Для сетей низкого и среднего напряжения — ±10% Доза фликера: кратковременная-1,3 8 и 1 (при лампах накаливания и высоких требованиях к освещенности) — длительная -1,0 и 0,74 (нормируется в точках общего присоединения). Доза фликера: длительная — <1 в течение 95% времени в неделю. Доза фликера: длительная — & lt-1. Для сетей 0,38 кВ: нормально допустимое значение -8%, предельное -12%- Для сетей 6−20 кВ: нормально допустимое значение -5%, предельное -8%- Для сетей 35кВ: нормально допустимое значение -4%, предельное -6%- Для сетей 110−330 кВ нормально допустимое значение -2%, предельное -3%- Для сетей низкого и среднего напряжения (0,38−35кВ) -8% в течении 95% времени в неделю. Для сетей низкого напряжения -5% в течение 95% времени в неделю Для сетей 0,38−35кВ — 8% в течение 95% времени в неделю Для сетей 0,38−35кВ — 10% в течение 95% времени в неделю агрегата и потери электроэнергии, но реализация технических решений, исключающих возможность подобных кратковременных нарушений, требует значительных затрат. Следует отметить, что на это неоднократно обращалось внимание перед обновлением очередного стандарта на качество электроэнергии ГОСТ 13 109–97, но в окончательной редакции вероятностный характер к оценке показателей качества отражения не нашел.1.3. Анализ причин ухудшения энергетических показателей тиристорных электроприводов прокатных станов Выше отмечалось, что основной причиной повышенного потребления реактивной мощности преобразователями является глубокое регулирование выпрямленного напряжения. Это обусловлено необходимостью обеспечения надежной работы электропривода в динамических режимах. Тиристорный преобразователь как элемент электропривода, должен обеспечить выполнение следующих условий [13]: 1. Поддержание номинальной скорости двигателя при максимально допустимой перегрузке его по току и снижении напряжения сети на 5%.2. Восстановление скорости с требуемым быстродействием до первоначальной при набросе нагрузки, соответствующей изменению тока двигателя от нуля до номинального.3. Безопасное инвертирование в случае снижения напряжения на 10% и максимально-допустимой перегрузке двигателя по току. Для Э П, работающих в режимах ударного приложения нагрузки, к которым относятся главные электроприводы непрерывных станов, определяющим, как правило, является второе условие [14]. ТП как элемент электропривода обеспечивает его динамические показатели при достаточном запасе по напряжению. Это значит, что ТП постоянного тока должен удовлетворять противоречивым требованиям: с одной стороны — обеспечивать надежную работу электропривода за счет достаточного запаса по напряжению, а с другой стороны — работать с минимальным потреблением реактивной мощности. Как свидетельствуют материалы проектирования и эксплуатации, эти вопросы решаются в одностороннем порядке, и преобразователи работают со значительным потреблением реактивной мощности, что приводит к неоправданным потерям электроэнергии. Отклонения и колебания напряжения обычно рассчитываются через реактивную мощность преобразователя [15]. & laquo-Потребление»- реактивной мощности в данном случае означает, что основная гармоника тока отстает от напряжения. Для трехфазной мостовой схемы Кт и=3л/б/я (1. 4) Нетрудно показать, что cos (px^j^ (1. 5) Внешняя характеристика тиристорного преобразователя в режиме непрерывных токов определяется выражением: Ud =E d -1а11яоб -AUX -AUT * E d -IR3KB, (1. 7) где Ed — среднее значение ЭДС преобразователя при заданном угле управления- Кя об — суммарное активное сопротивление в цепи якорного тока- AUT — падение напряжение на тиристорах- AUX — падение напряжения, вызванное коммутацией тока- Ккв — эквивалентное сопротивление якорной цепи. В мощных тиристорных преобразователях основную часть R3KB составляет сопротивление контура коммутации в индуктивностях преобразовательного трансформатора и питающей сети, поэтому в инженерных расчетах падение напряжения рассчитывают по формуле [8]: AU = -IdXT> (1. 8) п где Хт — суммарное индуктивное сопротивление питающей сети и преобразовательного трансформатора, приведенное к вторичной обмотке. Для выполнения этого условия, если нет возможности повысить Ud0 (например, переключением отпаек трансформатора), значение уставки напряжения Uoc устанавливают на уровне Uoc = (0,8 -f- 0,85)7^ & bdquo-оц, вместо рекомендуемого значения 0,95 -Udeu0KI, что приводит к недоиспользованию двигателя по мощности и дополнительным потерям электрической энергии [18]. Необходимость поддержания запаса тиристорного преобразователя по напряжению приводит к увеличению потребления реактивной мощности и снижению показателей качества электрической энергии.1.4. Расчет показателей качества электроэнергии Негативные воздействия, оказываемые ТП на питающую сеть, — потребление реактивной мощности на основной частоте и искажение формы питающего напряжения обусловлены коммутацией вентилей. Действительно, потребление реактивной мощности вызвано принудительным сдвигом и отставанием первой гармоники тока преобразователя по отношению к напряжению, а искажение формы питающего напряжения обусловлено тем, что во время коммутации происходит кратковременное короткое замыкание двух фаз на входе ТП. Это хорошо иллюстрируют диаграммы мгновенных фазных напряжений и токов при работе шестипульсного мостового ТП, представленные ниже.1.4.1. Расчет отклонений напряжения Отклонение (колебание) напряжения основной гармоники в любой точке сети в первом приближении можно оценить по величине реактивной мощности преобразователя Qm и мощности короткого замыкания в этой точке. Рассмотрим одиночный ТП, который подключен через трансформатор Т к питающей сети с известной мощностью короткого замыкания & pound-ю (рис. 1. 3, а). Схема замещения приведена на рис. 1. 3, б, здесь обозначено: Е — фазная ЭДС источника- Ul, U2 — фазные напряжения на высокой и низкой сторонах преобразовательного трансформатора- xs, rs — индуктивное и активное сопротивления питающей сети, хт, гт — индуктивное и активное сопротивления преобразовательного трансформатора. При соединении обмоток преобразовательного трансформатора в звезду в кривой фазного напряжения U2 наблюдается четыре коммутационных провала за период AUC. На рис. 1.4 приведены осциллограммы фазных (и2), линейных напряжений (С/21) на входе преобразователя (в точке П), основной гармоники коммутационных искажений АС/2(1) и 172(1) — основной гармоники результирующего фазного напряжения. В точке С — присоединения трансформатора, глубина коммутационных провалов и колебания основной гармоники напряжения будут меньше в к раз, где к = - коэффициент связи [15]. & bull-Л- о «I» Л у Снижение напряжения в любой точке можно оценить по величине реактивного сопротивления от источника до рассматриваемой точки с помощью векторных диаграмм. На рис 1. 3, в приведена векторная диаграмма основных гармоник напряжений для чисто индуктивной нагрузки, когда & lt-рх = & mdash-. Если пренебречь активным сопротивлением сети по сравнению с индуктивным, то колебания напряжения основной гармоники на высокой стороне трансформатора определяется по известной формуле [15]: © SK3 ч тп H (M)I ДВ а) © Xs Rs и.1.4.2. Методы расчета несинусоидальности напряжения и тока При расчете несинусоидальности тока тиристорный преобразователь обычно замещается источником тока бесконечной мощности и ток, потребляемый ТП, раскладывается в гармонический ряд вида [8]: i = KmJd sincotT-sin5a)t±-sin!at sinll^y/H-sinl3utf…, (1−23) ч 5 7 11 13 J где Ктт — расчетный коэффициент, учитывающий силовую схему ТП. Для трехфазного моста КТП1=2л/з7п [8]- со — угловая частота. В результате расчет несинусоидальности по схеме замещения не вызывает принципиальных затруднений. Методы расчета несинусоидальности напряжения условно можно разделить на три группы: 1) приближенные, 2) уточненные аналитические, 3) на основе физического и имитационного моделирования. К первой группе относятся методы, в которых на основе аналитических уравнений с учетом ряда допущений получены приближенные зависимости [15, 20]. Так, например, на основе допущения прямолинейной коммутации тока [21] предложено выражение для действующего значения высших гармоник напряжения на входных зажимах преобразователя: *^=^rS--1' (L24) позволяющее определить соотношение между мощностью преобразовательного трансформатора (SHT) и мощностью к.з. системы, чтобы искажения напряжения не превысили допустимых значений: -^-> 20 — - 1 (1. 25) На основе представленных зависимостей в [22] предложена методика расчета несинусоидальности напряжения в любой точке питающей сети при работе одиночного ТП: к"с=х-.2. Режим работы преобразователя и характер изменения выпрямленного тока и напряжения.3. Состав невентильной нагрузки и другие. Поэтому ниже при обосновании решения, позволяющего уменьшить воздействие ТП на питающую сеть, анализируются следующие методы: 1. Рациональное построение схемы электроснабжения и выбор ее элементов при известных режимах работы ТП и характере невентильной нагрузки.2. Выбор силовой схемы преобразователя и системы управления, обеспечивающих минимальное потребление реактивной мощности и искажение питающего напряжения во всех рабочих режимах при заданной схеме электроснабжения.3. Использование дополнительных компенсирующих устройств, выбор их структуры и законов управления.4. Использование возможностей синхронных двигателей как компенсаторов реактивной мощности.1.5.1. Рациональное построение схемы электроснабжения Уменьшить воздействие преобразователей можно, во-первых, за счет увеличения мощности короткого замыкания в узле нагрузки- во-вторых — выделением преобразователей на отдельную секцию шин. Перспективным является присоединение мощных ТП к трансформаторам с первичным напряжением 110−150 кВ. В этом случае преобразователь, как источник высших гармоник, шунтируется малым сопротивлением сети, отклонения и колебания напряжения в узле нагрузки будут незначительны. В результате сокращения одной трансформации следует ожидать уменьшения эксплуатационных расходов. Желательного эффекта можно добиться при подключении невентильной нагрузки, чувствительной к' изменениям напряжения, на отдельный трансформатор или ветвь сдвоенного реактора. На одном из прокатных станов ОАО & laquo-ММК»- к одной ветви реактора были присоединены мощные преобразователи электроприводов чистовых клетей, к другой — невентильная нагрузка. В результате изменения напряжения, вызванные работой ТП, снижены примерно в двадцать раз. Положительно сказывается совместная работа ТП и СД черновых клетей. Расчеты показывают, что применяемые синхронные двигатели при наличии быстродействующей системы возбуждения с автоматическим регулированием могут обеспечить выдачу полуторакратной величины реактивной мощности со средней скоростью 6−7 -1- [24]. с 1.5.2. Выбор силовой схемы ТП и системы управления К уменьшению реактивной мощности, потребляемой преобразователем, приводят следующие меры: — применение более сложной силовой схемы: а) включение нулевого вентиля [25]- б) регулирование напряжения на стороне переменного тока [26]- - применение усложненных законов управления: а) поочередное управление последовательно соединенными преобразователями [27]- б) несимметричное управление [28]. — применение искусственной коммутации. Перспективной является схема последовательного соединения мостов с поочередным управлением. Такое исполнение особенно целесообразно для двухякорных двигателей, включаемых по восьмерочной схеме. С поочередным управлением часто выполняются схемы главных электроприводов непрерывных станов горячей прокатки, эта схема использована на стане «2000» ЧерМЗ. В результате того, что изменение выпрямленного напряжения осуществляется регулированием одного преобразователя, потребление реактивной мощности по сравнению с обычными схемами снижается на 30−40%. Известны комбинированные схемы с естественной и искусственной коммутацией вентилей [29], работающие с широким диапазоном регулирования выпрямленного напряжения. Основное достоинство схем с искусственной коммутацией — в высокой эффективности использования конденсаторов. Действительно, генерируемая мощность в 2−4 раза превышает установленную мощность конденсаторов [9]. Однако для мощных преобразователей металлургических электроприводов такое совмещение является нежелательным, так как приводит к сниже- '< нию надежности всего агрегата. Проще и надежнее является установка отдельного источника реактивной мощности с достаточным быстродействием и диапазоном регулирования. Вопросы уменьшения воздействий вентильных преобразователей и повышения их технико-экономических показателей следует решать комплексно. Силовые схемы ТП и электроснабжения целесообразно выбирать таким образом, чтобы минимизировать определенный функционал (например, приведенные затраты), в котором учитывались бы суммарные потери электроэнергии в элементах сети и преобразователя, убытки от отклонений и колебаний напряжения при соблюдении всех требований со стороны нагрузки ТП: 3 = f (APz, V, V t, KHC) = min (1. 28) Однако такой комплексный подход является чрезвычайной сложным и не всегда может дать конкретное решение, т.к. перечисленные показатели качества напряжения & laquo-неудобны»- для количественной оценки вызываемых ими убытков. Поэтому поставленную выше задачу можно сформулировать следующим образом: во-первых, при очевидных и значительных превышениях норм показателей качества электроэнергии предусмотреть фильтрокомпенсирующее устройство и рассчитать его минимальную мощность, учитывая при этом генерирующие способности установленных синхронных двигателей. Во-вторых, с учётом расчётной мощности компенсирующего устройства, характера и диапазона регулирования, выбрать приемлемый вариант исполнения этого устройства, исходя из критерия минимума приведённых затрат или суммарных потерь активной мощности.1.5.3. Выбор компенсирующих устройств Мощность и структура компенсирующих устройств (КУ) зависят от мощности компенсируемой вентильной нагрузки и принятого закона регулирования. Анализ показал, что наиболее рациональным законом является следующий [30]: Q (t) = KJJEPQHJJEP + KCPQHCP (1−29) где КЛЕР — доля переменной составляющей реактивной мощности нагрузки- Кср — доля постоянной или медленно изменяющейся составляющей реактивной мощности преобразователей: Следовательно, по структуре КУ может быть: — нерегулируемым — для компенсации реактивной мощности преобразователей: а) работающих с практически постоянной нагрузкой- б) не вызывающих в узле нагрузки изменений напряжения выше допустимых по ГОСТ- - регулируемым — во всех остальных случаях. Достаточным и необходимым условием экономической эффективности при выборе типа и расчете мощности КУ является условие минимума приведенных затрат: 3 = 0,12K3AT+C3=min (1−30) где КЗАТ — капитальные затраты- Сэ — эксплуатационные затраты. Неоднократно отмечалось [6], что экономически целесообразной является почти полная компенсация реактивной мощности в месте ее потребления. Этому условию отвечают, например, схемы компенсированных ТП с конденсаторами в силовых цепях [31]. Было доказано, что при компенсации реактивной мощности преобразователей, работающих с практически постоянной нагрузкой, наиболее экономичным и рациональным решением является присоединение конденсаторов к вентильной обмотке трансформаторов. Это приводит к их разгрузке и уменьшению активных потерь, а также к улучшению работы преобразователей [32]. Методика расчета и выбора конденсаторов, а также оценка условий работы ТП при этом в просмотренных публикациях отсутствуют или рассмотрены недостаточно полно [8, 33].С появлением мощных полностью управляемых силовых ключей — запираемых тиристоров и IGBT-транзисторов, разрабатываются КУ, в которых реализован векторный способ регулирования двух параметров — напряжения и угла сдвига {(р), или активной (Р) и реактивной (Q) мощностей. На Западе они получили название Advantage Var Compensator — усовершенствованный статический компенсатор реактивной мощности, или более коротко — STATCOM [35]. К этой группе относится и вставка постоянного тока в составе выпрямителя и инвертора, применяемая в линиях электропередач [69]. Остановимся кратко на основных характеристиках и техникоэкономических показателей перечисленных КУ [36]. Устройства первой группы осуществляют прямое или косвенное регулирование реактивной мощности. Например, TSC (Thyristor Switched Capacitor) — это конденсаторная батарея (КБ), коммутируемая тиристорными ключами, производит дискретное регулирование реактивной мощности емкостного характера. Основными элементами в схеме являются конденсаторы, соединённые последовательно со встречно-параллельными тиристорами. С целью ограничения коммутационных процессов, демпфирования* бросков тока и фильтрации гармоник последовательно с конденсаторами устанавливают реакторы. Трехфазные TSC обычно соединены в & laquo-треугольник»-. В состав TSC входит также система управления, задающая управляющие импульсы зажигания и фазу. Момент включения тиристора выбирается таким, чтобы обеспечить минимум переходного тока при включении. Это условие выполняется, когда напряжение ис на конденсаторе равно напряжению сети, т. е. напряжение на тиристоре ит отсутствует. Возможные моменты включения тиристора показаны на рис. 1.6 в зависимости от остаточного напряжения на конденсаторах (ис). Здесь видно, что переходный процесс быстро затухает благодаря потерям в системе.

ВЫВОДЫ

1. Разработана математическая модель синхронного двигателя, в основу которой положены уравнения Парка-Горева, представленные в матричной форме. Модель, реализованная в пакете в пакете Simulink, позволяет проводить исследования переходных процессов СД, возникающих при набросе нагрузки, изменениях питающего напряжения и тока возбуждения.

2. Получены передаточные функции контуров и регуляторов разработанной системы автоматического регулирования возбуждения СД, содержащей внутренний контур регулирования тока возбуждения, контур регулирования реактивного тока СД и внешний контур регулирования напряжения узла нагрузки. Обосновано применение пропорционального регулятора напряжения.

3. Разработана математическая модель электропривода постоянного тока с двухконтурной системой подчиненного регулирования параметров и двухзонным зависимым регулированием скорости. Обоснован выбор модели трансформатора, входящей в состав программного пакета Simuiink.

4. На основе математических моделей тиристорных преобразователей, входящих в состав пакета Simuiink, разработана модель 12-ти пульсного преобразователя с параллельным соединением мостовых схем выпрямления. Выполнены анализ влияния индуктивности развязывающих дросселей на амплитуду колебаний токов групп преобразователя и расчет внешних характеристик системы & laquo-12-ти пульсный преобразователь — двигатель& raquo-.

5. Выполнена оценка колебаний и отклонений напряжения на шинах 10 кВ при ударном приложении нагрузки к ТП в замкнутой системе управления реактивной мощностью. Отмечено снижение отклонений напряжения с 7,2% до 0,4% и колебаний напряжения — с 8% до 2%.

6. С целью ограничения динамического разбаланса реактивной мощности при ударном приложении нагрузки, связанного с различным временем переходных процессов при включении конденсаторных батарей и тиристор-ного электропривода, предложено осуществлять коммутацию конденсаторных батарей при достижении током якоря двигателя значения, равного 0,25- 0,3 установившегося тока.

7. В результате моделирования режимов узла нагрузки, снабженного разработанной системой управления реактивной мощностью, сделаны следующие выводы:

— в установившемся режиме в узле нагрузки обеспечивается нулевая ошибка регулирования реактивной мощности-

— работа системы не исключает полностью колебания реактивной мощности и напряжения, что обусловлено различным характером изменения реактивных мощностей тиристорного преобразователя и конденсатрных батарей в динамических режимах-

— напряжение сети в установившемся режиме имеет незначительное отклонение, что объясняется действием активной составляющей тока нагрузки, которая не компенсируется, а также тем, что контур регулирования напряжения с пропорциональным регулятором имеет статическую ошибку.

8. В результате моделирования показано, что при применении разработанной системы АРВ с переключающийся структурой динамическая устойчивость СД значительно повышается. Так, в режиме наброса нагрузки с последующим снижением напряжения максимальное значение угла в снижается с 54° до 34°, а в режиме наброса нагрузки с одновременным снижением напряжения неустойчивый режим сменился на устойчивый (угол 0 не превышает 50°). Двигатель находится на границе устойчивости при предельных значениях возмущающих воздействий: снижении напряжения до 0,65 Uh и статической нагрузке, превышающей номинальную в 1,5 раза, что не является характерным для стана горячей прокатки.

9. На основе анализа состава высших гармоник в сетевом напряжении 10 кВ выполнены технико-экономические расчеты, в результате которых получены следующие показатели эффективности внедрения разработанной системы управления реактивной мощностью:

— снижение суммарных потерь от высших гармоник напряжения по трем секциям составляет более 950 кВт-

— снижение мощности активных потерь от токов реактивной мощности — 96,6 кВт-

— суммарное снижение потерь мощности от воздействий ТП на установленное электрооборудование более 1000 кВт-

— снижение суммарных годовых потерь электроэнергии в силовом электрооборудовании главных электроприводов стана 7353 тыс. кВт-ч, что при стоимости электроэнергии 900 руб. /тыс. кВт-ч составляет более 6,6 млн руб. /год-

— ожидаемый срок окупаемости с учетом затрат на приобретение оборудования компенсирующих устройств и монтажные работы 4,9 года.

10. Выполнена техническая реализация системы АРВ СД на базе преобразователя SIMOREG DC Master 6RA70. Дано описание силовой части электропривода, представлено описание блоков выделения реактивной составляющей тока статора и активной мощности двигателя.

11. Разработанная система АРВ СД выполнена на стане 2000 ОАО & laquo-ММК»-. В ходе проведенных экспериментов подтверждена работоспособность внедренной системы, показано, что ее внедрение обеспечивает расчетное снижение реактивной мощности, стабилизацию напряжения в узле нагрузки и повышение динамической устойчивости двигателя. Отличие переходных процессов основных координат электропривода в динамических режимах от расчетных не превышает 5%.

170

Показать Свернуть

Содержание

1. РАСЧЁТ И АНАЛИЗ ПОКАЗАТЕЛЕЙ КАЧЕСТВА ЭЛЕКТРИЧЕСКОЙ ЭНЕРГИИ В СИСТЕМЕ ЭЛЕКТРОСНАБЖЕНИЯ

ШИРОКОПОЛОСНОГО СТАНА ГОРЯЧЕЙ ПРОКАТКИ. СПОСОБЫ ИХ УЛУЧШЕНИЯ.

1.1. Характеристика узла нагрузки стана 2000 ОАО & laquo-ММК»-.

1.2. Анализ нормативных показателей качества электрической энергии.

1.3. Анализ причин ухудшения энергетических показателей тиристорных электроприводов прокатных станов.

1.4. Расчет показателей качества электроэнергии.

1.4.1. Расчет отклонений напряжения. 24'

1.4.2. Методы расчета несинусоидальности напряжения и тока.

1.5. Анализ способов уменьшения воздействия ТП на питающую сеть.

1.5.1. Рациональное построение схемы электроснабжения.

1.5.2. Выбор силовой схемы ТП и системы управления.

1.5.3. Выбор компенсирующих устройств.

1.6. Классификация компенсирующих устройств.

1.7. Выводы и постановка задачи исследований.

2. ИССЛЕДОВАНИЯ ЭНЕРГЕТИЧЕСКИХ ПОКАЗАТЕЛЕЙ ЭЛЕКТРОПРИВОДОВ И КАЧЕСТВА НАПРЯЖЕНИЯ

НА ШИНАХ 10 кВ СТАНА 2000.

2.1. Анализ графиков электрических нагрузок.

2.2. Анализ сортамента выпускаемого проката.

2.3. Математическое моделирование электрических нагрузок прокатного стана.

2.4. Экспериментальные исследования качества напряжения на шинах 10 кВ стана 2000.

2.5. Предварительный расчет мощности и выбор структуры компенсирующих устройств.

ВЫВОДЫ.

3. РАЗРАБОТКА СИСТЕМЫ УПРАВЛЕНИЯ РЕАКТИВНОЙ МОЩНОСТЬЮ НА ШИНАХ 10 кВ СТАНА 2000 ОАО & laquo-ММК»-.

3.1. Структурная схема автоматизированной системы компенсации реактивной мощности.

3.2. Исследование компенсирующей способности синхронных двигателей электроприводов черновой группы клетей.

3.3. Расчёт тока возбуждения СД с учётом технологических режимов прокатки.

3.4. Разработка системы управления возбуждением СД.

3.5. Управление реактивной мощностью конденсаторных батарей.

3.5.1. Алгоритм управления.

3.5.2. Система управления тиристорами.

3.5.3. Расчёт элементов силовой части.

ВЫВОДЫ.

4. ИССЛЕДОВАНИЕ СИСТЕМЫ АВТОМАТИЧЕСКОГО УПРАВЛЕНИЯ РЕАКТИВНОЙ МОЩНОСТЬЮ. РЕКОМЕНДАЦИИ ПО ВНЕДРЕНИЮ.

4.1. Математическая модель СД.

4.2. Математическая модель замкнутой системы АРВ СД.

4.3. Математическая модель электропривода постоянного тока.

4.3.1. Модель трехфазного трансформатора.

4.3.2. Настройка модели тиристорного преобразователя.

4.4. Исследование динамических показателей системы автоматического управления реактивной мощностью.

4.4.1. Исследование показателей качества напряжения.

4.4.2. Исследование устойчивости синхронного двигателя.

4.5. Оценка технико-экономической эффективности внедрения компенсирующих устройств в системе управления реактивной мощностью.

4.5.1. Расчет дополнительных потерь активной мощности от несинусоидальности напряжения.

4.5.2. Расчет активных потерь от перетоков реактивной мощности.

4.6. Техническая реализация системы автоматического регулирования возбуждения синхронного двигателя.

4.6.1. Выбор преобразователя SIMOREG DC Master.

4.6.2. Описание силовой части электропривода.

4.6.3. Выделение реактивной составляющей тока статора и активной мощности двигателя.

4.7. Исследование разработанной системы АРВ СД в промышленных условиях.

ВЫВОДЫ.

Список литературы

1. Ильинский Н. Ф., Юньков М. Г. Итоги развития и проблемы электропривода // Автоматизированный электропривод.- М.: Энергоатомиздат, 1990.- 4−14.

2. Никифоров Г. В., Карандаев А. С. Совместные разработки ОАО & laquo-ММК»- иМагнитогорского государственного технического университета в области энергосбережения (Часть 1: Энергосбережение в электроприводе) // Труды

3. Международной (XV Всероссийской) конференции по автоматизированному электроприводу & laquo-Автоматизированный электропривод в XXI веке: пути развития& raquo- (АЭП-2004, Магнитогорск, 14−17 сентября 2004 г.). Часть 2. — Магнитогорск, 2004. — 203 — 208.

4. Никифоров Г. В., Олейников В. К., Заславец Б. И. Энергосбережение иуправление энергопотреблением в металлургическом производстве. — М.: Энергоатомиздат, 2003.- 480 с.

5. Журавлёв Ю. П. Энерго- и ресурсосбережение- перспективные направления развития энергетики ОАО & laquo-Магнитогорский металлургический комбинат& raquo- // Изв. вузов. Электромеханика.- 2006, № 4.- 13−16.

6. Статические источники реактивной в электрических сетях // ВениковВ.А., Жуков Л. А., Карташёв И. И., Рыжов Ю. П. — М.: Энергия, 1975.- 136с.

7. Фёдоров А. А., Каменева В. В. Основы электроснабжения промышленныхпредприятий.- М.: Энергия, 1979.- 408 с.

8. Солодухо Я. Ю. О влиянии вентильного электропривода на питающуюсеть // Электротехника.- 1974, № 10.- 35−38.

9. Глинтерник С Р. Электромагнитные процессы и режимы мощных статических преобразователей.- Л.: Наука, 1968.- 308 с.

10. Баев А. В. и др. Вентильные преобразователи с конденсаторами в силовыхцепях.- М.: Энергия, 1969.- 256 с.

11. ГОСТ 13 109–97. Электрическая энергия. Совместимость техническихсредств электромагнитная. Нормы качества электрической энергии в системах электроснабжения общего назначения.- М.: Изд-во стандартов, 1997.

12. Управление вентильными электроприводами постоянного тока / ЛебедевЕ.Д., Неймарк В. Е., Пистрак М. Я., Слежановский О.В.- М.: Энергия, 1970. -200 с.

13. Корнилов Г. П. Улучшение энергетических показателей электроприводов сдвухзонным зависимым регулированием скорости. В сб. Энергетика и автоматика, Магнитогорск.- 1975, № 154.- 18−20.

14. Поссе А. В. Схемы и режимы электропередач постоянного тока.- Л.: Энергия, 1973. -303 с.

15. Горнов В. К., Рабинович В. Б., Вишневецкий Л. М. Унифицированные системы автоуправления электроприводом в металлургии.- М.: Машиностроение, 1971.- 215 с. ил.

16. Лебедев Е. Д. и др. Управление вентильными электроприводами постоянного тока.- М.: Энергия, 1970.- 199 с.

17. Головин В. В., Карандаев А. С., Храмшин В. Р. Энергосберегающие тиристорные электроприводы с автоматическим изменением координаты, регулируемой по цепи возбуждения // Изв. вузов. Электромеханика. 2006. № 4.- 35−39.

18. Шипилло В. П. Влияние тиристорного электропривода на питающую сеть /Электропривод.- 1970, № 1.- 3−7.

19. Иванов B.C., Соколов В. И. Режимы потребления и качество электроэнергии систем электроснабжения промышленных предприятий.- М.: Энергоатомиздат, 1987.- 337 с.

20. Фотиев М. М., Шапиро З. Л. Методы повышения коэффициента мощностивентильных электроприводов постоянного тока.- М.: Информэлектро, 1975. -75 с.

21. Аб А. Ф., Кучумов Л. А. Динамические регулирующие эффекты по реактивной мощности регулируемых синхронных машин // Известия А Н СССР, сер. Энергетика и транспорт.- 1969, № 1.- 78−87.

22. Каганов И. А. Электронные и ионные преобразователи. Ч. З, Цепи питанияи управления ионных приборов. -М. -Л.: Госэнергоиздат, 1956.- 528 с.

23. Игольников Ю. С. Выпрямитель, регулируемый симметричными тиристорами на первичной стороне трансформатора // Известия ВУЗов, сер. Электромеханика.- 1965, № 12.

24. Маевский О. А. Поочерёдное управление несимметричными вентильнымигруппами — эффективное средство повышения коэффициента мощности глубоко регулируемых преобразователей // Известия ВУЗов, сер. Энергетика.- 1963, № 3. -С. 42−52.

25. Гольденталь М. Э. и др. Система несимметричного управления вентильным преобразователем главного привода обжимного прокатного стана. Труды ВНИИ Проектэлектромонтаж.- 1975, вып. 2, — 204−221.

26. Фёдоров А. А., Корнилов Г. П. Повышение технико-экономических показателей вентильных преобразователей постоянного тока // Промышленная энергетика.- 1977, № 11.- 46−48.

27. Бортник И. Н., Буряк Ф., Ольшванг М. В., Таратута И. П. Статическиетиристорные компенсаторы для энергосистем и сетей электроснабжения // Электричество.- 1985, № 2.- 13−19.

28. Солодухо Я. Ю. Состояние и перспективы внедрения в электропривод статических компенсаторов реактивной мощности. Статические компенсаторы реактивной мощности ведущих зарубежных фирм и отечественных предприятий.- М.: Информэлектро, 1982.- 66 с.

29. Статические компенсаторы реактивной мощности в электрических системах: Пер. тематического сб. рабочей группы Исследовательского Комитета № 38 СИГРЭ/ Под ред. Карташёва И.И.- М.: Энергоатомиздат, 1990. 174 с.

30. Статические компенсаторы для регулирования реактивной мощности/ Подред. P.M. Матура: Пер. с англ.- М.: Энергоатомиздат, 1987.- 160 с.

31. Управление реактивной мощностью в системах электроснабжения с мощными тиристорными преобразователями прокатных станов / Корнилов Г. П., Шеметов А. Н., Храмшин Т. Р., Журавлёв Ю. П., Семёнов Е. А. // Промышленная энергетика.- 2008, № 1, — 39−44.

32. Журавлёв Ю. П., Корнилов Г. П., Карандаев А. С. Анализ способов компенсации реактивной мощности тиристорных электроприводов прокатного стана // Тольяттинский государственный университет.- 2007, часть 1.- 232−236.

33. Першин Ю. С, Першина Л. М. Расчёт оптимального режима работы синхронного двигателя // Электричество.- 1987, № 9.- 30−33.

34. Вейнгер A.M., Янко-Триницкий А. А. Критерии качества автоматическогорегулирования возбуждения крупных синхронных двигателей.- Инструктивные указания Тяжпромэлектропроект, Энергия.- 1967, № 7.- 3−6.

35. Першина Л. М., Першин Ю. С. Расчет тока возбуждения и потерь в синхронных машинах в зависимости от характера нагрузки // Электричество. 1978, № 3. -С. 57−62.

36. Корнилов Г. П., Хабиров P.P., Семенов Е. А. Определение компенсирующей способности синхронных двигателей с учётом влияния питающей сети // Изв. вузов. Электромеханика.- 2007, № 5.- 72−73.

37. Гендельман Б. Р., Вайнтруб О. Ш., Швецов А. И. Управление мощнымисинхронными двигателями с тиристорным возбуждением и автоматическим регулированием // Электротехническая промышленность. Сер. Электропривод.- 1973, № 5.

38. Бакута В. П., Копырин B.C. Автоматизированное управление реактивноймощностью в узле нагрузки системы электроснабжения предприятия // Промышленная энергетика.- 2002, № 5.- 54−57.

39. Корнилов Г. П., Пережигин Е. А., Шурыгина Г. В. Система управления быстродействующим тиристрным ключом для регулирования мощности конденсаторных батарей // Промышленная энергетика.- 1975, № 1.- 5254.

40. Жуков Л. А., Карташёв И. И., Рыжов Ю. П. Дискретное быстродействующеерегулирование мощности батарей статических конденсаторов с помощью тиристорных выключателей // Электричество.- 1977, № 7.- 68−71.

41. Важнов А. И. Переходные процессы в машинах переменного тока.- Л. :Энергия. Ленингр. отд-ние, 1980.- 256 с.

42. Шрейнер Р. Т. Математическое моделирование элементов переменного тока с полупроводниковыми преобразователями частоты.- Екатеринбург.: Урал. от. РАН, 2000.- 654 с.

43. Герман-Галкин Г. Компьютерное моделирование полупроводниковыхсистем в MATLAB 6.0. Учебное пособие.- СПБ.: Корона, 2001.- 320 с.

44. Корнилов Г. П., Карандаев А. С, Шурыгина Г. В. Исследование автоматизированного электропривода постоянного тока с компенсированным преобразователем// Электротехника.- 1985, № 12.- 32−34.

45. Солодухо Я. Ю., Еремеев В. Е., Красновский А. К. Методы расчёта на ЭВМэлектромагнитной совместимости мощных тиристорных электроприводов и электроснабжающих сетей // Электротехника.- 1989, № 7.- 36−40.

46. Зиновьев Г. С. Итоги решения некоторых проблем электромагнитной совместимости вентильных преобразователей // Электротехника.- 2000, № 11. -С. 12−16.

47. Силовая электротехника и качество электроэнергии / Розанов Ю. К., Рябчицкий М. В., Кваснкж А. А., Гринберг Р. П. // Электротехника.- 2002, № 2.С. 16−23.

48. Шевырёв Ю. В. Динамические процессы в электромеханических системахсоизмеримой мощности с фильтрокомпенсирующими устройствами // Электротехника.- 2007, № 12, — 24−30.

49. Добрусин Л. А. Автоматизация расчёта фильтрокомпенсирующих устройств для электрических сетей, питающих преобразователи // Промышленная энергетика.- 2004, № 5, — 34−39.

50. Координированное противоаварийное управление нагрузкой и устройствами FACTS / Воропай Н. И., Этингов П. В., Удалов А. С., Жермон А., Шеркави Р. // Электричество.- 2005, № 10.- 25−37.

51. Розанов Ю. К. О мощностях в цепях переменного и постоянного токов //Электричество.- 2009, № 4.- 32−36.

52. Мисриханов М. Ш., Ситников В. Ф., Шаров Ю. В. Модальный синтез регуляторов энергосистемы на основе устройств FACTS // Электротехника. 2007, № 10. -С. 22−29.

53. Крайчик Ю. С. Связь между реактивной мощностью вентильного преобразователя и искажениями формы напряжений на его вводах // Электричество.- 1998, № 5.- 71−73.

54. Нечаев О. П. Оценка колебаний напряжения и определение мощностифликеркомпенсатора // Электротехника.- 1990, № 9.- 71−73.

55. Журавлёв Ю. П., Корнилов Г. П., Карандаев А. С. Исследование гармонического состава напряжения и тока на шинах 10 кВ широкополосного стана горячей прокатки // Вестник МГТУ им. Г. И. Носова, 2007, № 2.- 65−68.

56. Современные способы компенсации реактивной мощности крупных металлургических приводов / Корнилов Г. П., Храмшин Т. Р., Шеметов А. Н., Журавлёв Ю. П., Мурзиков // Изв. вузов. Электромеханика.- 2009, № 1.- 28−31.

57. Никифоров Г. В., Журавлёв Ю. П., Седельников С В. Эффективное энергообеспечение новых и реконструируемых объектов ММК // Сталь.- 2007, № 2. -С. 141−143.

58. Смирнов С. Метод оценки вклада мощной искажающей нагрузки в коэффициенты высших гармоник напряжения сети высокого напряжения // Электричество.- 2008, № 8.- 28−39.

59. Способ инструментального выявления источников искажения напряженияи их влияние на качество электроэнергетики / Карташёв И. И., Пономаренко И. С., Сыромятинков Ю., Гук Л. Л. // Электричество, — 2001, № 3.

60. Смирнов С. Метод определения фактического вклада сети и потребления в коэффициенты высших гармоник напряжения // Электричество, 2005, № 10.

61. Гамазин С И., Петрович В. А., Никифорова В. Н. Определение фактического вклада потребителя в искажение параметров качества электрической энергии // Промышленная энергетика, 2003, № 1.

62. Косматов В. И. Проектирование электроприводов металлургического производства: Учеб. пособие: Магнитогорск: МГМА, 1998. 244 с.

63. Комплектные тиристорные электроприводы: Справочник /И.Х. Евзеров, А. С Горобец, Б. И. Мошкович и др.- Под ред. В. М. Перельмутера. М.: Энергоатомиздат, 1988. 319 с.

64. Сыромятников В. Я., Оглоблин А. Я., Сыромятникова Т. Н. Электрическиеи электронные аппараты в вопросах и ответах: Учеб. пособие. — Магнитогорск: МГТУ, 2003. — 363 с.

65. Теоретические основы электротехники: В 3-х томах. Т.1 / К. С. Демирчян, Л. Р. Нейман, Н. В. Коровкин и др. — СПб.: Питер, 2004.

Заполнить форму текущей работой