3.4. Эмс преобразователей частоты и привод­ных асинхронных двигателей

Особенности электромагнитной совмести­мости преобразователей частоты и асинхронных двигателей определяется величинами искажения формы тока и напряже­ния, что приводит к ограничению мощности дви­гателя по нагреву, а также повышенному воздействию на изоляцию статора.

Очевидно, что влияние преобразователей часто­ты в значительной мере определяется топологией и алгоритмами управления автономного инвер­тора.

Наиболее оптимально обеспечивается ЭМС электрооборудования электротехнического комплекса НПП с пре­образователями частоты с АИТ на GTO или SGCT тиристорах с ШИМ (см. например, [7, 8]). В таких инверторах, благодаря тому или иному алгоритму ШИМ, обеспечивается миними­зация искажений токов двигателя и на выходе АИТ формируется ток, основная гармоника кото­рого может достигать практически 100% [12]. Форма напряжения статора не содержит пиков коммутационных перенапряжений, близка к сину­соидальной, а доля основной гармоники в напря­жении статора также близка к 100 %. Поэтому преобразователи частоты на основе АИТ с ШИМ без ограничений можно сопрягать со стандартны­ми асинхронными двигателями, а на длину соеди­нительного кабеля между инвертором и двигате­лем не накладывается никаких ограничений.

Иначе обстоят дела при применении преобра­зователей частоты на основе АИН с ШИМ. В этих преобразователях применяются модули IGBT или после­довательно соединенные IGCT [5]. Наряду с положительными качествами таких преобразо­вателей, получивших широкое распространение в частотно-регулируемых электроприводах, при их применении необходимо обеспечить снижение воз­действий импульсов выходного напряжения АИН на изоляцию обмотки статора и локализацию вол­новых процессов в соединительном кабеле между инвертором и двигателем, сопровождающихся пе­ренапряжениями (проблема «длинного кабеля»). Как известно, форма напряжения АИН с ШИМ представляет собой последовательность высокоча­стотных прямоугольных импульсов различной по­лярности и длительности с одинаковой амплиту­дой, равной напряжению звена постоянного напря­жения преобразователя частоты. Высокая кру­тизна фронта импульса (du/dt) опре­деляется скоростью (временем) переключения си­ловых ключей АИН. Это время для IGBT и IGCT лежит в пределах 0,05-2 мкс. Очевидно, что волна импульсного напряжения, прикладываясь к изоля­ции обмотки статора двигателя, может вызвать ее повреждение.

Этой серьезной проблеме посвящено значитель­ное число публикаций (см., например, [8, 11]). Пе­риодически прикладываемые к статору двигателя волны импульсного напряжения приводят к пре­ждевременному повреждению межвитковой изоля­ции. При этом наибольшим воздействием подвер­гаются первые или последние витки любой фазы, что приводит к постепенному уменьшению элек­трической прочности межвитковой изоляции.

Другой, не менее серьезной проблемой являют­ся перенапряжения на статоре двигателя, которые зависят от длины соединительного кабеля между двигателем и АИН. Эта так называемая проблема «длинного кабеля» связана с протеканием волно­вых электромагнитных процессов в цепи «АИН-соединительный кабель-АД». В зависимости от длины кабеля возможно появление от­раженной волны напряжения на выводах двига­теля, достигающего двукратного значения напря­жения U_d, как результат несогласован­ности волнового сопротивления кабеля zq с вход­ным сопротивлением двигателя Z-г,, определяемым индуктивностью рассеяния статора и эквивалент­ной частотой фронта импульса. Возможность по­вреждения изоляции тем выше, чем меньше вре­мя нарастания импульсов выходного напряжения АИН, т.е. чем выше du/dt. Исследования показы­вают, что обычно критическая длина кабеля ле­жит в диапазоне от 20 до 42 м .

Для устранения негативных последствий, свя­занных с формой выходного напряжения АИН, на практике рекомендуют:

• уменьшение (если это возможно) длины со­единительного кабеля;

• применение на выходе АИН L-, LC- и LCR-фильтров и RС-демпферов.

Применение L-фильтров, т.е. трехфазных ре­акторов, включаемых на выходе АИН, не только снижает du/dt, но и изменяет волновое сопроти­вление кабеля. Вследствие искусственного увели­чения волнового сопротивления кабеля коэффици­ент отражения волны перенапряжений становит­ся низким, что уменьшает величину отраженного фронта импульса и снижает напряжение в кабеле и на выводах двигателя.

RС-демпферы, состоящие из резисторов и кон­денсаторов и подключаемые непосредственно к статору двигателя — самый простой и относи­тельно недорогой способ ограничения перенапряжений. Параметры демпфера выбирают так, что­бы полное сопротивление двигателя было согла­совано с характеристическим сопротивлением ка­беля. При равенстве сопротивлений эффект отра­жения импульса напряжения отсутствует и изоля­ция двигателя не подвергается воздействию пере­напряжений.

LC-фильтр, устанавливаемый на выходе АИН, является, по существу, фильтром низких частот. Его резонансная частота лежит обычно в диапа­зоне 1-1,5 кГц и более высокие частоты будут поглощены фильтром и не передадутся в двига­тель. Очевидно, что частота переключении вен­тилей АИН должна быть существенно (не менее чем в 2 раза) выше, чем резонансная частота LC-фильтра, чтобы исключить чрезмерный ток, потребляемый фильтром, и нарушение нормаль­ной работы электропривода. LC-фильтр позво­ляет сформировать в двигателе близкую к сину­соидальной форму напряжения. В ряде случа­ев к LC-фильтру добавляют диссипативный эле­мент — резистор, включение которого исключа­ет вероятность возникновения процессов ударно­го возбуждения вследствие циклического обмена энергии в контуре «емкость фильтра - индуктив­ность двигателя».

Применение специаль­ного алгоритма управления силовыми ключами АИН позволяет удовлетворительно решить зада­чу фильтрации выходного напряжения инвертора с пассивным LС-фильтром. При этом АИН упра­вляется так, чтобы удержать напряжение в задан­ной «трубке точности» [8].

При этом проявляется еще один положительный эффект — исключается возможность появления в выходном напряжении АИН постоянной составля­ющей, обусловленной разбросом характеристик силовых ключей. Это позволяет для частотного регулирования асинхронных двигателей мощно­стью 250-800 кВт и напряжением 6 кВ применить схему низковольтного преобразователя частоты с входным и выходным согласующими трансфор­маторами, поскольку намагничивание сердечника у выходного трансформатора полностью исклю­чено.

3.5. ЭМС частотно-регулиру­емых электроприводов с сетями электро­снабжения НПП

Проблема электромагнитной совместимости вентильных преобразователей с примыкающими сетями электроснабжения связана, главным обра­зом, с иска­жениями формы питающего преобразователи на­пряжения и потребляемого ими тока. Оба неблагоприятных для ЭМС фактора обусловлены процессами коммута­ции вентилей, но механизм их происхождения раз­ный. Искажение формы напряжения (несинусоидальность) возникает вследствие того, что комму­тационные процессы приводят к появлению выс­ших гармоник в токе, а потребление преобразова­телями реактивной мощности на основной часто­те — из-за того, что коммутация вентилей приво­дит к отставанию первой гармоники тока от ком­мутирующих ЭДС.

При оценке влияния частотно-регулируемых электроприводов на сеть электроснабжения НПП следует учитывать, что осо­бенностью последней является подключение к ней нагрузки в виде асинхронных двигателей, а также трансформаторов. Количественно степень совершенства ЭМС определяется величиной такого показателя качества электроэнергии, как коэффициент несинусоидаль­ности формы кривой напряжения K_нсU.

В [7] описана методика, основанная на введении обоб­щенных расчетных параметров, в зависимости от которых может быть количественно оценено вли­яние преобразователей частоты на систему элек­троснабжения собственных нужд.

Прогнозная оценка коэффици­ента несинусоидальности (К_нс) в сети НПП при подключении к ней частотно-регулиру­емого электропривода, преобразователь частоты которого содержит шестипульсный выпрямитель, может быть осуществлена в соответствии с выражением

, (15)

где ,  и  - обобщенные показатели, характеризующие питающую энергосистему, систему электроснабжения регулируемого электропривода переменного тока и глубину регулирования частоты вращения асинхронного привода;

—коэффициент загрузки асинхронного двигателя по допустимому мо­менту (мощности) исходя из условий дополни­тельного нагрева от высших гармоник;

М_АД и ω - текущие значения момента и частоты вращения асин­хронного двигателя в диапазоне регулирования привода;

М_АДном и ω_ном - номинальное значение момента и частоты вращения асин­хронного двигателя;

К_I — коэффициент, учитывающий долю основной гар­моники в действующем значении тока асинхрон­ного двигателя;

К_и — коэффициент связи ме­жду током звена постоянного тока (входным то­ком инвертора) и выходным током инвертора (то­ком статора двигателя).

Обобщенные показатели, характеризующие питающую энергосистему, систему электроснабжения регулируемого электропривода переменного тока и глубину регулирования частоты вращения асинхронного привода, вычисляются по формулам:

= S_КЗ/ S_Адном, (16)

= Х_п/Х_с.э, (17)

= ω/ω_ном, (18)

где S_КЗ — мощность КЗ се­ти, приведенная к шинам подключения преобра­зователя частоты;

S_АДном — полная номинальная мощность асинхронного двигателя (при питании от сети синусоидального напряжения);

Х_с.э – эквивалентное индуктивное сопротивление системы электроснабжения;

Х_п - индуктивное со­противление, через которое преобразователь ча­стоты подключен к сети собственных нужд (со­противление входного реактора или согласующего трансформатора);

Из соотношения (15) видно, что для определения или прогнозирования возможных значений К_нс до­статочно знать значения обоб­щенных показателей , ,  и величину коэффициента К_н, так как значения коэффициентов К_I и К_и определяются типом инвертора преобразователя частоты и алгоритмом его управления [6, 7].

Выявлен диапазон изменения обобщенных параметров в электротехническом комплексе НПП, который составил  = 2060,  = 14,  = 0,21,0.

Рассматривая обобщенные показатели как независимые переменные методом наименьших квадратов с помощью пакета MatCAD получены аппроксимирующие выражения для зависимостей К_нс = f(, ). Указанные зависимости при  = 1 приведены на рис. 13. Кривая 1 соответствует =0, кривая 2 - =0,5, кривая 3 - =1, кривая 4 - =1,5, кривая 5 - =5, кривая 6 - =2,5, кривая 7 - =3.

К_нс, %

Аналитические зависимости К_нс = f(, ) при  = 1 представлены выражениями 1420. Подстрочный индекс выражения для К_нс соответствует номеру кривой на рис. 16.

К_нс1 = -0,1063 + 13,04, (19)

К_нс2 =- 0,0863 + 10,4, (20)

К_нс3 = -0,082 + 9,21, (21)

К_нс4 = -0,0658 + 7,77, (22)

К_нс5 = -0,0518 + 6,56, (23)

К_нс6 = -0,04 + 5,7, (24)

К_нс7 = -0,03 + 4,71. (25)

Максимальная относительная погрешность аппроксимации при использовании выражений 19-25 не превышает 6,7%.

Выражения для определения зависимости обобщен­ных параметров, при которых обеспечивается зна­чение К_нс < 5 % при  = 1 для шестипульсного выпрямителя преобразователя частоты получена в виде

 = 0,0011² - 0,209 + 11,3. (26)

Графическая интерпретация зависимости (26) приведена на рис. 14.



Рис. 14. Графическая интерпретация зависимости  = 0,0011² - 0,209 + 11,3.

Выражение (26) с погрешностью, не превышающей 9%, позволяет при заданной величине  определить индуктивное со­противление, через которое преобразователь ча­стоты должен быть подключен к сети (со­противление входного реактора или согласующего трансформатора) при условии, что коэффициент несинусоидальности не превысит 5%, т. е.

Х_п =  Х_с.э. (27)

Для того, чтобы при подключении к сети ПЧ с шестипульсным выпрямителем без фильтров на стороне переменного напряже­ния ни в одном режиме коэф­фициент несинусоидальности напряжения на ши­нах ТП не превосходил 5%, отношение мощности КЗ на этих шинах и номинальной полной мощности преобразователя частоты должно подчи­няться неравенству

, (28)

где е_к^* - напряжение КЗ преобразовательного трансформатора (или эквивалентное ему значение индуктивного сопротивления входного реактора).

Так как 6,0% < е_к < 12,5%, то 53 < min  < 79.

Очевидно, что обеспечение требуемого стан­дартом значения К_нс в большой степени зависит от значения параметра . В действующих схемах электроснабжения НПП значения S_кз определяются, по существу, параметрами питающих трансформаторов. Чем больше мощность частотно-регулируемого электропривода, тем сложнее без применения специальных мер обеспечить ЭМС. В общем случае к таким мерам следует отнести увеличение мощности КЗ в точке подключения преобразовательной нагрузки, повышение пульсности (эквивалентной фазности) преобразователь­ной схемы, разделение потребителей в сетях элек­троснабжения НПП.

Увеличение мощности КЗ в точке подключения преобразовательной нагрузки равносильно увели­чению параметра  за счет снижения ин­дуктивного сопротивления Х_с.э, что практически может быть достигнуто путем увеличения мощ­ности питающего трансформатора. Прак­тическое осуществление этого способа означает необходимость замены существующего трансфор­матора более мощным. При этом его мощность зависит от количества регули­руемых электроприводов, подключенных к шинам ТП, т.е. от величины преобразуе­мой мощности.

Для исключения 5-й гармо­ники обратной последовательности и 7-й гармо­ники прямой последовательности, имеющих наи­больший вес в шестипульсных преобразовате­лях, рекомендуется подключать попарно эквивалентные по мощ­ности и имеющие одинаковые нагрузочные ха­рактеристики комплекты «преобразователь ча­стоты - двигатель» к сети через согласую­щие трансформаторы, включенные по череду­ющимся схемам «треугольник-треугольник» и «треугольник-звезда». Это позволяет при четномчисле шестипульсных выпрямителей компенсиро­вать 5, 7, 17 и 19-ю гармоники. Однако очевид­но, что в условиях НПП выравнять нагрузки двух аналогичных механизмов и их приводных двига­телей маловероятно. Кроме того, для повышения надежности работы они обычно подключе­ны к разным секциям 0,4 кВ. Поэтому такое техни­ческое решение для обеспечения ЭМС в СЭС НПП неэффективно.

Одним из наиболее радикальных и перспек­тивных способов решения задачи электромагнит­ного совмещения управляемых электроприводов, уменьшения их влияния на сети электроснабже­ния и другие нагрузки (двигатели, трансформа­торы) является разделение потребителей, при ко­тором для регулируемых электроприводов форми­руется отдельная сеть электроснабжения. Реали­зация такого решения позволяет:

• по-новому, относительно просто, решить про­блему ЭМС и полностью исключить воздей­ствие преобразователей на приводные двига­тели других (нерегулируемых) механизмов и трансформаторы, к кото­рым они подключены;

• минимизировать габаритные размеры и опти­мизировать технические показатели как са­мих преобразователей частоты, так и при­водных электродвигателей, увязав класс на­пряжения с мощностью приводного двигате­ля. В существующих схемах электроснабже­ния отечественных НПП, где двигатели мощ­ностью от 250 кВт и выше выполняются на напряжение 6 кВ, оптимизировать параме­тры преобразователей частоты для электро­приводов мощностью 250-800 кВт, 6 кВ прак­тически сложно.

Вследствие этого в настоящее время механиз­мы с приводными асинхронными двигателя­ми указанного мощностного ряда либо требу­ют замены двигателя на низковольтный (380, 660 В) и применения низковольтного преобра­зователя частоты, либо при сохранении дви­гателя 6 кВ применения низковольтного пре­образователя частоты с выходным повышаю­щим трансформатором 380(660) В/6000 В.

Резервирование в случае отказа любого ПЧ обеспечивается переводом двигателей с помощью выключателей ВЭ («электрический байпас») в не­регулируемый режим на время ремонта или про­филактики ПЧ. Подключение резервного транс­форматора к шинам ВН («глубокий ввод») позволяет полностью исклю­чить влияние преобразователей как на сеть элек­троснабжения, так и на других потребителей.

Следует отметить, что для всех вариантов ор­ганизации электроснабжения регулируемых элек­троприводов должно выполняться главное тре­бование — сохранение установок в работе. Поэтому резервирование должно осуществлять­ся на двух уровнях: надежного электроснабже­ния и сохранения в работе технологического механизма при неисправности преобразователя частоты.

Следует отметить, что определение допустимых уровней гармоник не является простой и однозначной задачей. Знания об уровнях и спектре гармоник недостаточны для того, чтобы установить пределы, в которых обеспечивалась бы электромагнитная совместимость электрооборудования распределительных сетей. ГОСТ 13109-97 устанавливает нормы качества электрической энергии, действующие на границе раздела энергоснабжающей организации и потребителя. Нормативные документы, определяющие допустимые уровни гармоник в сети потребителей отсутствуют. Поэтому разработка рекомендаций является результатом проведенных измерений и анализа предшествующего практического опыта, используемого для того, чтобы избежать подобных проблем в будущем.

До тех пор пока не будет достигнуто достаточного понимания характера гармонических явлений в сложных распределительных системах, электроснабжение будет оставаться под угрозой повышенной опасности и эксплуатирующие организации будут принимать меры уже после аварий.

В регулируемых приводах НПП ООО «Киришинефтеоргсинтез» использованы ПЧ Altivar 66 и ACS 600, мощностью 75 и 30 кВт при питающем напряжении 380 В 50 Гц трехфазного переменного тока. К.п.д. собственно ПЧ составляет 0,9÷0,97. В данных ПЧ используется 6-пульсный неуправляемый силовой выпрямитель, выполненный по 3-х фазной мостовой схеме, что позволяет значительно уменьшить содержание высших гармонических по сравнению с тиристорным мостовым выпрямителем.

Воздействие 6-пульсного выпрямителя на питающую сеть трехфазного переменного тока имеет следующие характеристики:

• отсутствуют гармоники, кратные трем;

• присутствуют гармоники порядков 6k± 1, гдеk– целое число.

При широтно-импульсной модуляции (ШИМ) в инверторе несущая частота (до 20 кГц) на 2 порядка превышает основную частоту, а кривая выходного тока не имеет полуволновой симметрии за счет перекоса фазных напряжений источника питания. Поэтому с точки зрения генерации высших гармоник в питающую сеть ШИМ-инвертор имеет следующие характеристики:

• отсутствуют гармоники, кратные трем;

• присутствуют гармоники порядков 6k ± 1, которые обычно не могут достигать значительных амплитуд;

• в системе присутствуют четные гармоники.

Перспективным способом подавления высших гармоник в сетях переменного тока является применение активных фильтров (компенсаторов неактивной мощности) [9]. Схема силовой части активного фильтра приведена на рис. 15. Преимущества активных фильтров состоят в следующем:

• практически полная компенсация искажений напряжения независимо от спектрального состава;

• высокие динамические характеристики.

Рис. 15. Схема активного фильтра для симметричной сети переменного тока.

В общем случае активный фильтр должен генерировать ток, дополняющий ток нагрузки до синусоидального синфазного основной гармонике напряжения сети. Если ток сети содержит значительную реактивную составляющую по основной гармонике, то активные фильтры строятся по многомостовой схеме преобразователей напряжения, что усложняет конструкцию и увеличивает количество силовых ключей. Поэтому в сетях, где мощность преобразовательной нагрузки не превышает нескольких сот кВт целесообразно применение фильтро-компенсирующих устройств (ФКУ). ФКУ также участвуют в компенсации потребляемой системой электроснабжения реактивной мощности. С учетом изложенного схема электромеханического комплекса с частотно-регулируемым электроприводом переменного тока с устройствами обеспечения ЭМС в наибольшей мере удовлетворяющий требованиям, предъявляемым в условиях НПП к регулируемым электроприводам, может быть выполнено в виде, показанном на рис. 16.

Заключение

Предложена концепция и алгоритм управления режимами электропотребления НПП с применением средств АСУ СЭС. Концепция предусматривает приближение режима потребления к энергетически оптимальному для принятой технологии переработки нефти и комплексов технологического оборудования. При реализации предложенной методики с использованием средств АСУ СЭС производится оперативное управление режимами электропотребления во всех компонентах технологического процесса переработки нефти, параметры и энергетические установки которого приближены к возможности реализации целевой функции минимизации удельных энергозатрат. Внедрение предложенной методики в АО «Кинеф» при стабилизации технологических параметров переработки позволяет снизить удельные энергозатраты на 5÷7%.

Разработана ориентированная на обработку данных на ПЭВМ методика определения удельных затрат электроэнергии, предусматривающая декомпозицию технологического процесса переработки нефти, в том числе первичную переработку нефти, каталитическое риформирование, гидроочистку нефти, парекс, производство кислоты, производство серы. Методика предусматривает упорядоченную обработку информации. Проверка адекватности предложенной методики в годовых сечениях массива данных об электропотреблении показала, что вычисленная в соответствии с предложенной методикой групповая норма электропотребления отличается от фактической не более чем на 8,4% .

Показано, что основными мероприятиями, обеспечивающими снижение энергетической составляющей добычи нефти, являются перераспределение объема переработки нефти в пользу установок с меньшей энергоемкостью производства; оптимизация режимов напряжения и реактивной мощности; внедрение энергосберегающего электромеханического; совершенствование энергетических характеристик насосных установок, используемых во всех компонентах технологического процесса; приведение параметров и характеристик электротехнического оборудования в соответствие с потребностями технологии (ликвидация «избытка мощностей»); управление формированием суточных графиков нагрузки НПП в целом путем смещения зоны максимальных нагрузок в тарифную зону с минимальной оплатой.

Применение частотнорегулируемого привода в системе воздушного охлаждения газофракционирующих установок и установках компаундирования дизельных топлив обеспечивает сокращение потребляемой электрической энергии при применении преобразователей частоты в зависимости от режима работы от 10% до 25%.

Частотно-регулируемые асинхронные приводы оказывают влияние на протекание электромагнитных процессов в СЭС, выражающееся в искажении форм кривых напряжения и тока, проявление которых возрастает при увеличении несимметрии питающих напряжений источника питания. Указанные причины нарушают ЭМС и обуславливают необходимость применения централизованных и индивидуальных средств подавления помех.

Коэффициент несинусоидальности зависит прямо пропорционально от значения относительной частоты вращения АД и коэффициента загрузки электродвигателя и обратно пропорционально от отношения мощности КЗ сети и номинальной мощности АД и параметров звена постоянного тока и инвертора ПЧ.

Установлено, что в условиях НПП ООО «Киришинефтеоргсинтез» доля преобразовательной нагрузки на шинах 0,4 кВ может составлять 70% от общей нагрузки, а коэффициент несинусоидальности при этом может достигать 20% и более. Кривая токов содержит два пика за полупериод питающего напряжения. Амплитуды пиков могут различаться из-за несимметрии питающего напряжения.

Обеспечение ЭМС частотно-регулируемого электропривода с сетями электроснабжения НПП может быть достигнуто путем разделения шин питания линейной нагрузки и частотно-регулируемого привода; ограничения отношения мощностей ПЧ и линейной нагрузки, подключенных к одному питающему трансформатору, на уровне не более 0,2; подключения каждого ПЧ через сетевой дроссель и фильтр электромагнитных помех; установки выходных фильтров, подавляющих высшие гармонические в кривой тока электродвигателя и помехи, вызванные ШИМ-модуляцией выходного напряжения инвертора; питания устройств технологической и сетевой автоматики от отдельных источников синусоидального напряжения; широкого применения фильтро-компенсирующих устройств для компенсации гармонических составляющих порядков 6k±1; исключения несимметрии напряжения источника питания.

Внедрение предложенной концепции и алгоритма регулирования режима электропотребления с применением регулируемого электропривода и средств АСУ СЭС позволило уменьшить потребление электроэнергии в 2001 году на 27,1 млн. кВтч на сумму 24,5 млн.руб., что составило 3,1% от годового потребления.