«Электропривод нефтеперекачивающих станций с преобразователями частоты ...»

Расширение объемов добычи нефти на месторождениях полуострова Бузачи со временем повлекло за собой увеличение энергопотребления в данном регионе, и соответственно, существующая система энергоснабжения уже не выдерживала роста электрических нагрузок. В связи с этим, периодический ввод в работу насосных агрегатов на ГНПС "Каламкас» уже к 2001 году становился проблематичным из-за затяжных и тяжелых пусковых моментов асинхронных электродвигателей, что в свою очередь, приводило к отключению их устройствами релейной защиты автоматики. Насосные агрегаты ГНПС "Каламкас» представлены на рисунке 1.1.

Рисунок 1.1 – Насосные агрегаты насосной станции «Каламкас».

Изменение режимов перекачки нефти по участку Каламкас Каражанбас магистрального нефтепровода Каламкас – Каражанбас - Актау производилось уже устаревшими традиционными методами, а именно, регулировкой давления на выходе насосной станции регулятором давления и применением насосных агрегатов с различными диаметрами рабочих колес.

Поддержание стабильного рабочего давления на выходе насосной станции повлекло за собой еще одну проблему - обеспечение герметичности и исправного технического состояния торцевых уплотнений насосов, так как во внутренней полости корпуса насоса и на участке напорного трубопровода, между насосным агрегатом и регулятором давления, постоянно присутствовало максимальное рабочее давление насоса в пределах 2,8 МПа.

Работа насосных агрегатов в таких режимах сопровождалась повышенными шумами и вибрацией, что в свою очередь снижало общую надежность работы агрегатов, приводило к преждевременному повышенному износу узлов, как насосов, так и электродвигателей, сокращало период межремонтного цикла. Возникла проблема совершенствования и модернизации насосной станции с учетом современных достижений в науке и технике, что потребовало использования систем позволяющих плавно регулировать частоту вращения электродвигателей в режимах перекачки и пуска.

1.1 Способы и методы решения проблем энергосбережения на насосных станциях транспортировки нефти Анализ возможных способов управления потоком нефти на НПС а. При помощи дросселирования на выходе. Дросселирование насоса широко используется в нефтяной промышленности. При этом управляющая задвижка устанавливается на выходе насоса, как показано на рисунке 1.2.

Рисунок 1.2 - Управление насосом при помощи дросселирования на выходе.

При этом методе управления управляющая задвижка изменяет падение давления на задвижке и, таким образом, подачу. В результате происходит увеличение крутизны характеристики и, вследствие этого, смещение рабочей точки по кривой характеристики насоса, как показано на рисунке 1.3.

Потери на включение в трубопровод широко открытой задвижки обычно составляют около 10% от других динамических потерь. Это требует того, чтобы напорная характеристика насоса была выше расчетной точки для компенсации этих потерь.

Большая часть инструкций к управляющим задвижкам требуют, чтобы задвижка открывалась не более чем на 70 - 80% от максимально возможного по конструкции значения. Изготовители насосов обычно не гарантируют напор при заданной подаче лучше, чем ± 3%, потому этот фактор погрешности должен быть тоже принят во внимание. Кроме того, использование клиновидных ременных или шестеренчатых передач обычно в этом случае является нежелательным, поэтому рабочее колесо должно быть спроектировано для специфического применения, или же должен быть принят неэффективный проект.

Рисунок 1.3 - Влияние дросселирования на характеристику сети.

Имеются некоторые факторы, которые нужно отметить при этом способе управления.

Увеличенное падение давления, вызванное закрытием управляющей задвижки, является потерей энергии (рисунок 1.4).

Рисунок 1.4 - Потери энергии при дросселировании.

Полезный напор насоса - Hs, однако действительный напор насоса равен Нр. Поэтому разница (Нр - Hs) означает энергию, потерянную из-за дросселирования. Это только часть общих потерь к.п.д. Сдвиг рабочей точки также снижает к.п.д. насоса (рисунок 1.5). В этом случае к.п.д. насоса снижается с 83% до 73%.

Рисунок 1.5 - Потери и к.п.д. насоса при использовании дросселирования.

Трубопроводная система на рисунке 1.1 слишком упрощена. Необходимы трубы и вентили для изоляции и ремонта управляющей задвижки. Также необходимо предпринять меры для обеспечения минимального потока через насос во избежание парообразования жидкости и повреждения насоса.

Отсюда конфигурация для этого вида управления может быть более сложной.

Обычно полная система требует две управляющие задвижки и связанные с ними трубы и инструменты. Требования к байпасным системам с большими подачами обычно связаны с экономично выбранными насосами с «горбатыми» характеристиками, это создает похожие трудности вне зависимости от того, используется или нет частотное управление.

б. Управление подачей насоса при помощи изменения скорости Когда используется изменение скорости для управления подачей насоса, кривая характеристики насоса движется вверх или вниз по характеристике сети, как показано на рисунке 1.6. Этот метод обеспечивает достаточный подвод энергии для получения требуемой подачи.

В отличие от управления при помощи дросселирования на выходе, этот метод управления гораздо более энергоэффективным. Однако и здесь существует несколько факторов, на которые нужно обратить внимание при выборе этого способа управления.

Эффективность этого типа управления очень сильно зависит от характеристик насоса и сети. Диаграмма, показанная на рисунке 1.6, является «идеалистической» для целей демонстрации рабочей точки. Необходимо знать об эффектах характеристик с различными формами кривых, и как лучше применить частотное регулирование для этих случаев.

Существуют конструкции насосов (осевые, смешанного типа), которые не апроксимируются параболическими выражениями, и некоторые из них не могут управляться при помощи дросселирования всегда нужен байпас. Они обычно имеются в конструкциях турбинных насосов в глубоких скважинах. Управление скоростью таких насосов часто является неэффективным.

Может существовать потеря к.п.д. в работе насоса, подобным образом, как это происходит при дросселировании насоса, но в меньшей степени.

Рисунок 1.6 - Влияние управления скоростью на характеристику насоса.

Регулирование режимов работы насосных агрегатов за счет изменения частоты вращения приводных двигателей в настоящее время, к примеру, возможно за счет применения следующих видов оборудования:

- гидравлические и электромагнитные муфты, для изменения частоты вращения вала насоса при сохранении постоянной частоты вращения вала электропривода;

- электронные регуляторы частоты вращения вала электропривода и, соответственно, частоты вращения вала насоса.

1.2 Анализ систем частотного регулирования мощных электроприводов, задачи создания специальных схем Проведя анализ решения аналогичных проблем в других отраслях промышленности, в АО «КазТрансОйл» нами было отдано предпочтение частотному регулированию оборотов вала электропривода насосных агрегатов, поскольку, по предварительным расчетам, это при сравнительно невысоких затратах, результативно решало целый комплекс существующих проблем. Выбор в пользу технологии применения частотнорегулируемых электроприводов был сделан ввиду того, что данная технология является наиболее экономически эффективной при эксплуатации магистральных нефтепроводов, работающих в переменных технологических режимах перекачки нефти.

Мощность, потребляемая от сети при управлении преобразователем частоты, вычисляется по формуле:

где Рмех - механическая мощность на валу электродвигателя, равная полезной мощности механизма, двиг – к.п.д. электродвигателя, ПЧ - к.п.д.

преобразователя частоты.

При выполнении работ по внедрению частотных регуляторов необходимо максимально использовать основные функции применяемых частотных преобразователей:

• Плавный пуск и торможение электродвигателей с регулируемым темпом;

• Плавное регулирование либо поддержание на заданном уровне параметров электропривода;

• Рекуперация энергии при торможении (эта способность характерна для преобразователей частоты на базе автономных инверторов тока);

• Снижение усилий в обмотках двигателей;

• Ограничение тока и момента при динамических режимах работы;

кратковременного исчезновения напряжения;

• Диагностика неисправностей;

• Связь через интерфейсы с системами управления и визуализации более высокого уровня;

• Автоматическое регулирование технологического параметра при помощи встроенного пропорционально - интегрального регулятора.

Экономия энергии при использовании частотнорегулируемых электроприводов Один из главных стимулов для использования частотнорегулируемых электроприводов является экономия электроэнергии, которую можно получить при их внедрении [1,2]. Это происходит благодаря законам подобия, которые определяют работу центробежного насоса (или вентилятора). Эти законы могут быть обобщены следующим образом:

где Q - подача насоса на выходе м3/с Н - напор на выходе насоса м Р - входная мощность на валу насоса кВт N - частота вращения насоса об/мин Из этих формул очевидно, почему используют энергосбережение, как главный стимул при использовании частотнорегулируемых электроприводов.

Если, например, нужно снизить подачу насоса на 50% (и поэтому скорость на 50%), из формулы (1.3) следует, что нужна входная мощность 12,5% от мощности, требуемой при 100% скорости. Это означает экономию энергии 87,5%, Однако это утверждение не совсем корректно так как, уравнение (1.3) остается справедливым, если не требуется статический напор. Для того, чтобы понимать, что происходит, необходимо построить базовую модель характеристик сети и насоса.

Потребность в энергии пропорциональна произведению H Q, но в расчёте также участвует к.п.д. привода (частотнорегулируемый привод и двигатель) и к.п.д насоса, которые все являются функциями рабочей скорости и мощности. Существуют публикации, которые описывают методы для составления таблиц расходов на электроэнергию и также норму прибыли для частотнорегулируемых электроприводов.

В дополнение к энергосбережению и большей точности в управлении при использовании частотнорегулируемых электроприводов существует еще ряд преимуществ в работе, на которые необходимо обратить внимание.

Снижение эффекта «гидравлического удара»

Гидравлический удар - это проблема, вызванная быстрым снижением подачи нефти. Эти изменения подачи создают быстрые всплески давления, что вызывает повреждения труб или сдвиг опор трубопровода. Находящиеся по ходу потока устройства, такие как вентили, могут быть также повреждены.

Прямой пуск насосов может вызвать эти последствия гидравлического удара, так как не предусматривает возможности для плавного пуска насоса.

Имеются устройства плавного пуска с пониженным напряжением, которые способны взять на себя эти типы проблем. Если, однако, ЧРП рассматривается для управления насосом, это может принести дополнительное преимущество. ЧРП позволяет пользователю постепенно увеличивать темп разгона на желательном уровне, при этом развивая все же полный момент в диапазоне изменения скоростей, и также ограничивая пусковой ток на уровне не более 100% от полного тока нагрузки или меньше.

В некоторых случаях, когда используются мощные насосы в местах со слабыми источниками электропитания, это может быть единственно возможным способом для запуска насосного агрегата.

Уменьшение проблем с кавитацией Кавитация - это явление, которое возникает, когда статическое давление падает ниже давления парообразования жидкости. (Согласно теореме Бернулли там, где жидкость течет через сопротивление, динамическое давление растет, а статическое - падает). Результатом кавитации являются формирование пузырьков паров жидкости, которые потом разрушаются дальше по течению от точки с низким статическим давлением. Разрушающиеся пузырьки паров имеют очень высокую и концентрированную ударную силу, которые с течением времени образуют на поверхности эффект, подобный действию песчаной струи.

Когда насос работает в таком режиме, возможно, появление разрушающей кавитации, которое зависит от некоторых параметров насоса.

Hydraulic Institute (ANSI/HI 9.6.1 - 1988) предлагает метод для определения возможности возникновения проблемы разрушающей кавитации.

Метод расчета основан на определения критической «энергии всасывания» (Suction Energy - SE) [3].

где De - диаметр рабочего колеса, в дюймах;

n - частота вращения насоса, об/мин;

S - специфическая скорость всасывания (Suction Specific Speed) — Pг - подача насоса в галлонах в минуту;

Ткз - требуемый кавитационный запас, т.е требуемый напор на всасе, который необходим на стороне всасывания для втягивания внутрь жидкости;

s.g. - удельная масса жидкости.

Стандарт Hydraulic Institute определяет, когда кавитация может вызвать проблемы для центробежного насоса. Он устанавливает ограничения на величину энергии всасывания, при SE = 160 10 когда величина энергии всасывания достигает значительных значении, и при SE = 240 10 начало недопустимо больших величин энергии всасывания.

Необходимо отметить, что в режимах работы насосных агрегатах, когда насос может перейти в точку с недопустимой высокой энергией всасывания, снижение частоты вращения агрегата вызовет снижение энергии всасывания в квадратичной зависимости, что надо учитывать при проектировании системы управления Снижение износа уплотнений и подшипников Снижение частоты вращения насоса снижает износ уплотнений и подшипников. Это можно проследить, исследуя индекс надежности (Reliability Index) (Ri) изготовителя насоса [3]. В частном случае Ri определяется как произведение трех величин.

где значение FR – зависит от рабочей частоты вращения насоса;

значение FD - зависит, от диаметра рабочего колеса насоса;

значение FQ - зависит, от величины подачи.

По данным завода изготовителя значение FR = 0,2, когда насос работает на номинальной скорости. Если насос работает ниже номинальной скорости, значение принимается равным от 0,2 до 1 в пропорции к рабочей скорости.

Если, например, насос сконструирован для работы на номинальной частоте вращения 3000 об/мин, и при использовании ЧРП работает на 50% скорости (1500 об/мин), то FR = 0,6.

FD, зависит от частоты вращения насоса и диаметра рабочего колеса.

Этот фактор учитывает силы, воздействующие на подшипники и уплотнения из-за неравномерного распределения давления в корпусе, и сил, возникающих из-за взаимодействия лопастей рабочего колеса с выходной производительностью насоса. Таким образом, если насос имеет диапазон подрезки от 250 мм до 150 мм, то принимается значение FD = 1,0, если рабочее колесо подрезано до 225 мм, от оптимального диаметра, показатель падет по кубическому закону. При полном диаметре и полной скорости FD = 0,015, но при снижении частоты вращения до 50%, величина FD = 0,5.

FQ, является фактором для учета влияния величины подачи на выходе насоса на к.п.д. насосного агрегата. При изменении к.п.д. от максимума по кривой к.п.д., когда подача управляется дросселированием, происходит увеличение уровня вибраций в подшипниках и уплотнениях, что снижает надежность работы всего агрегата. Величина фактора снижается от FQ = 0, до FQ = 0,45.

Рассмотрим влияние изменение индекса надежности Ri в случае, когда насос работает на полной номинальной частоте вращения и дросселируется управляющей задвижкой на уровне 50% от номинальной подачи, подрезка рабочего колеса 60% от стандартного диаметра (что имеет место на некоторых насосных станциях КазТрансОйл). В этом случае к.п.д. насоса 62,5%, на верхнем пределе подачи к.п.д. - 77%, FR = 0,2, FD = 0,8, FQ = 0,905.

Следовательно, при управлении дросселированием индекс надежности Ri = 0,144.

При этих же условиях, когда используется ЧРП для снижения подачи до 50% при помощи управления частотой вращения насосного агрегата (подача пропорциональна скорости, статический напор отсутствует). FR = 0,6, FD = 0,9, FQ = 1,0. И показатель надежности, значительно выше Ri = 0,54.

То есть в случае регулирования скорости надежность увеличивается в 3,75 раз по сравнению со случаем дросселирования.

Конечно коэффициенты, указанные здесь, демонстрируют данные одного из изготовителей насосов, основанные на экспериментах, и приведены здесь в качестве примера. При использовании регулируемого электропривода центробежных насосов, в каждом конкретном случае для расчета индекса надежности необходимо иметь данные заводов изготовителей насосных агрегатов.

Применение частотнорегулируемого электропривода позволяет использование цифровой связи для управления электроприводом, передачи сигналов задания и контроля параметров системы привода, дает значительные преимущества при эксплуатации системы в транспортировке нефти. Это означает не только более точные сигналы управления, но и возможность отслеживать в режиме реального времени такие данные двигателя, как скорость, мощность, ток, напряжение, неисправности в системе, тепловые способности к перегрузке, выходы различных датчиков в системе и количество часов работы. Позволяет операторам тщательно следить за работой, искать неисправности, и использовать эти данные в пакетах программного обеспечения для более качественного и безаварийного технического обслуживания.

Снижение утечек Если возможно устранить управляющие задвижки и связанные с ним трубы, это может позволить значительное снижение утечек в уплотнениях управляющих задвижек и фланцев. Используя данные фирмы SOCME для легких жидкостей, получают данные об утечке только в уплотнениях управляющих задвижек и фланцев – около пол тонны в год.

На данный момент использование ЧРП в системах управления для центробежных насосов с обратной связью по нагрузке, исследовано недостаточно полно. Встречаются рекомендации по настройке контуров управления по расходу и давлению, с использованием вентилей управления, нет конкретных рекомендации по настройке этих контуров при использовании ЧРП, как конечного элемента управления.

Одним из основных преимуществ ЧРП по сравнению с управляющей задвижкой является устранение непостоянства, которое вносит управляющая задвижка в работу контура обратной связи. Это непостоянство вызвано зоной нечувствительности, которая присуща фрикционным компонентам управляющей задвижки таким, как шток и уплотнения. При подачи сигнала на задвижку, она начинает движение с задержкой времени. Эта зона нечувствительности, обусловленная трением, может быть в пределах 2% в новых задвижках и увеличивается за срок службы задвижки. Иногда используются цифровые системы позиционирования для уменьшения эффекта зоны нечувствительности. Однако если возможно использовать управление скоростью насоса для достижения того же самого управления, отпадают проблемы с зоной нечувствительности.

Есть вопросы, на которые нужно обратить внимание при применении ЧРП в системе управления с обратной связью. Одним из них является скорость реакции, темп, с каким насос может изменить скорость по заданному сигналу системой управления. Определяется темп моментом инерции комплекса насос-трансмиссия-двигатель, инерцией столба жидкости и имеющимся избыточным моментом (большим, чем требуется для поддержания текущей скорости под нагрузкой). Это задает темп разгона.

Рекомендуются предосторожности при настройке замкнутого контура управления. Неприемлем выходной сигнал с помехами из распределенной системы управления (РСУ) к ЧРП. Контур управления может хорошо работать от экранированной РСУ (которая медленно обновляет свои данные), при этом насос может ускоряться (замедляться) для поддержания усредненной подачи. Колеблющаяся управляющая задвижка приводит к утечке в сальниках, а колеблющийся мощный насос может вызвать повреждение подшипников, уплотнений и сбой в распределительной системе. Такая ситуация создает отрицательный эффект. Это также является хорошим доводом при использовании цифровой сетевой технологии для передачи сигнала задания приводу, вместо варианта аналогового сигнала с шумами, дающего неточное задание скорости.

Существует ряд примеров применения ЧРП в нефтяной промышленности. Кроме насосов для транспортировки нефти, насосы закачки воды, для поддержания пластового давления, вентиляторные охладители ребер (на дегидраторах газа) и др. [4,5,6] Погружные электронасосы характеризуются большой длинной силового кабеля, требуемого для подвода энергии к двигателю, используются как низковольтные (с понижающими и повышающими трансформаторами), так и высоковольтные ЧРП. Имеются также установки с поршневыми насосами такими, как мультифазные насосы и насосы с последовательными каналами.

В случае с мультифазными насосами использование ЧРП действительно является необходимым требованием процесса, так как эта технология перекачки требует надежного управления скоростью для работы в точке его оптимума. ЧРП ранее были использованы в трубопроводах, несущих различные продукты - пропан, этан и этилен. Главными причинами для использования ЧРП в этих случаях были - экономия энергии (даже при снижении оборотов только на 5%), сниженные расходы на потребление, слабый источник питания (использование способности плавного пуска).

Сектор переработки в нефтяной промышленности, возможно, содержит наибольший потенциал, для управления подачей при помощи ЧРП, однако в настоящее время количество установок в данной отрасли недостаточное. В литературе отмечается несколько единичных примеров, когда нефтеперерабатывающие и нефтехимические заводы использовали ЧРП на значительном количестве насосов и вентиляторов.

Одним из хорошо известных случаев использования ЧРП в дальнем зарубежье является фирма Exxon Chemical на своем комплексе Fawley в Великобритании. Обоснованием внедрения ЧРП (в порядке приоритетов) явились - устранение управляющей задвижки, увеличение производительности агрегатов, улучшение качества управления, повышение надежности, экономия электроэнергии. Мощности использованных двигателей - в диапазоне от 22 до 300 кВт. ЧРП для центробежных насосов использованы в системе управления с обратной связью с внутренним алгоритмом ПИД - регулирования, встроенным в привод. Обычно для центробежных насосов достаточный диапазон изменения скорости от 30%.

1.3 Задачи исследования и разработки системы электропривода насосных агрегатов Указанные выше обстоятельства обуславливают выполнение ряда научных исследовании и разработок для более эффективного использования ЧРП в нефтеперекачивающих станциях в условиях РК. Основные аспекты и требования к разработке ЧРП для конкретной нефтеперекачивающей станции «Каламкас» КахТрансОйл анализируются ниже.

Требования к структурной схеме ЧРП В качестве приводного двигателя насосного агрегата при транспортировке нефти обычно используются мощные высоковольтные двигатели (6 и 10 кВ) с частотой вращения 3000 об/мин во взрывозащищённом исполнении типа 4АЗМП и 5АЗМВ производства ОАО "ЭЛСИБ" (г. Новосибирск, Россия). Условие электромагнитной совместимости преобразователя частоты с серийными двигателями является первым безусловным требованием, предъявляемым к ПЧ.

Рисунок 1.7 – Функциональная схема преобразователя частоты.

В соответствии с представленной схемой на рисунке 1.7, выходной согласующий трансформатор, помимо обеспечения сопряжения низковольтного (660 В) преобразователя и высоковольтного (6 и 10 кВ) двигателя, является делителем напряжения по отношению к индуктивности последнего, уменьшающим коммутационные перенапряжения.

Входной понижающий трансформатор также принципиально необходим не только для согласования напряжения сети и ПЧ, токоограничения в аварийных режимах, но и для обеспечения потенциального разделения с сетью по условиям ограничения перенапряжений относительно земли.

Очевидны достоинства применения двухтрансформаторной структурной схемы ЧРП, т.е. системы ТР – ПЧ - ТР, именуемой в зарубежной литературе системой "Step-Up" (рисунок 1.7).

Решение комплекса теоретических задач, связанных с разработкой уточненного метода анализа электромагнитных процессов в системе АИТАД, и рекомендаций по расчету силовых элементов, позволяющих создать регулируемый электропривод для насосных станции с улучшенными технико - экономическими показателями явилось целью работы. При этом под технико - экономическими показателями понимается совокупность показателей назначения, технологичности, массогабаритных, показателей надежности, простоты обслуживания, энергетических, стоимостных и др.

Для достижения поставленной цели потребовалось проведение исследований в трех направлениях:

- определение рациональных схем АИТ для построения ПЧ с учетом существующего уровня развития силовой элементной базы.

- анализ электромагнитных процессов автономного инвертора тока в системе асинхронного электропривода и разработка рекомендаций по расчету параметров элементов силовой схемы.

- определение путей совершенствования ПЧ с АИТ для перспективных электроприводов переменного тока.

Постановка задачи второго направления исследований требует пояснения. После определения рациональной схемы ПЧ с АИТ для электропривода и при конкретном уровне развития элементной базы единственным эффективным средством улучшения технико - экономических показателей является разработка уточненных методов анализа электромагнитных процессов и расчета оптимальных параметров силовых элементов на их основе. Все разработки должны быть выполнены на основе исследования насосных агрегатов станции «Каламкас», с учетом специфичных конкретных требований технологии перекачки нефти.

Требования к силовой схеме преобразователя частоты Преобразователи частоты для мощных высоковольтных двигателей магистральных насосов целесообразно выполнять на базе автономного инвертора тока. Токовая идеология в сочетании со специальными алгоритмами управления позволяет обеспечить практически синусоидальное выходное напряжение преобразователей, т.е. высокий уровень электромагнитной совместимости с двигателем. Преобразователи частоты на базе АИТ выпускаются ведущими зарубежными фирмами: «Siemens», Германия (серии Simovert-A, Simovert-I), «Schorch», Германия, «BM Elektronic», Германия, «Transrech Antriebssysteme Berlin», Германия, «Relience Elektric», Германия, «AsiRobicon», Италия - США (серия Silcovert H), «Alstom»,Франция (серии ALSPA CDL8000 и ALSPA CDМ8000), «Allen Bradley», США-Канада (серия Power Flex), «Hill Graham Control» (США). Из производителей СНГ следует отметить НПП «ЭОС» (г. Харьков, Украина) и ESTEL PLUS (г. Таллинн, Эстония). [8,9,10] С другой стороны, применение в ЧРП магистральных насосов преобразователей на базе автономных инверторов напряжения с широтноимпульсной модуляцией (PWM-design), предопределяет наличие решётчатой формы выходного напряжения, негативно влияющей на изоляцию двигателя (АД). В этом случае фирма-изготовитель преобразователей обычно предлагает поставку "своего" двигателя с усиленной изоляцией, который значительно увеличивает цену всего комплекта ЧРП и требует конструктивного сопряжения с насосом. Помимо этого, на выходе преобразователей с такой формой напряжения должен быть установлен фильтр, размеры которого зависят от удаленности ПЧ от двигателя (эффект "длинной линии"). При значительной длине кабеля между преобразователем и двигателем на НПС громоздкий выходной фильтр существенно снижает кпд всей установки.

Высокие требования, предъявляемые к надежности преобразователя, привели к необходимости поиска новых подходов к силовой полупроводниковой базе преобразователя. В результате совместно с коллективом разработчиков ОАО "Электровыпрямитель" (г. Саранск, Россия) был предложен и реализован в производстве новый тип силовых тиристоров с "мягким" восстановлением - SRT (Soft Recovery Thyristors) [8]. В этом приборе на основании технологии электронного и протонного облучения реализован процесс «мягкого» восстановления, обеспечивающий минимизацию коммутационных перенапряжений при выключении тиристора и его высокую надежность. Создание прибора отмечено дипломом Международной конференции PCIM-2003 (г. Нюрнберг, Германия, 2003 г.).

Требования к конструктивному исполнению преобразователей Особенности эксплуатации преобразователей на НПС магистральных нефтепроводов Республики Казахстан связаны со сложными климатическими условиями, которые включают в себя высокие летние и низкие зимние температуры, наличие пылевых бурь с содержанием соли в воздухе в ряде регионов и др. Отсюда следует необходимость контейнерного исполнения.

При этом контейнер должен быть оснащен кондиционером, а встраиваемый внутрь преобразователь вместе с системой воздуховодов и датчиками климат - контроля образует единую специализированную конструкцию, разрабатываемую и поставляемую как общий комплекс.

Требования к силовым трансформаторам Для ЧРП, установленных на нефтеперекачивающих станциях, принципиально использование сухих трансформаторов. [12,13] Что касается масляных трансформаторов, то помимо общих проблем, связанных с установкой и обслуживанием, необходимо существенно удалять их по соображениям пожаробезопасности, что увеличивает длину кабелей, повышает цену всей установки и снижает общий КПД.

Единственным достоинством масляных трансформаторов по сравнению с сухими до недавнего времени была возможность установки их вне помещения (или вне контейнера). Однако фирмой "ABB Transformatoren GmbH" (Германия) по техническому заданию НПП "ЭОС" разработана серия трансформаторов в исполнении "outdoor" (для уличной установки) со степенью защиты IPX4D и специальной конструкцией силовых шин, конструктивно сопрягаемых с преобразователями ПЧТЭ в контейнере. В этом случае высокое напряжение (6 или 10 кВ) в контейнер не заводится, что существенно упрощает эксплуатацию для обслуживающего персонала. При этом входной и выходной трансформатор выполняются с различным значением напряжения КЗ Uк, значение которого задаётся разработчиками преобразователя [15,16].

Для оценки электромагнитной совместимости преобразователя с серийным двигателем выполним расчёты, характеризующие качество выходного напряжения преобразователей частоты ПЧТЭ. В качестве примера рассмотрим ЧРП на базе двигателя 5АЗМВ мощностью 3150 кВт напряжением 10 кВ.

Исходными данными для расчёта являются параметры двигателя: cosн = 0,91 (по паспортным данным) и Х’1 = 0,182, где Х’1 - переходное индуктивное сопротивление, выраженное в относительных единицах. За базу принято номинальное сопротивление двигателя. Значение Х’1 получено от разработчиков двигателей (ОАО "ЭЛСИБ"). При этом где Xlt Х2, Х2 - соответственно полное индуктивное сопротивление статора, ротора и взаимоиндукции.

Параметры двигателя могут быть найдены по следующим выражениям:

Получаем X = 3,79 и Е = 0,939, откуда амплитуда линейной ЭДС, приведённая к выходу ПЧ Е = 876 В.

Форма выходного напряжения преобразователей ПЧТЭ показана на рисунке 1.8. Значение коммутационных пиков в выходном напряжении определяется электромагнитными процессами в системе автономный инвертор тока - асинхронный двигатель. Диаграммы процессов показаны на рисунке 1.9.

Рисунок 1.10 – Эквивалентная система преобразователя.

Поскольку коммутационные процессы протекают в контуре, состоящем из конденсаторов инвертора (Сэ) и индуктивностей двигателя (рисунок 1.10), то первый и второй пик перенапряжения соответствуют основному и дополнительному напряжению на конденсаторах (в момент дополнительного открывания отсекающих диодов).

Эти величины описываются следующими выражениями где - угол сдвига вектора тока статора относительно вектора потокосцепления ротора (величина tg пропорциональна абсолютному скольжению двигателя);

- угол коммутации тока в фазах двигателя (для обычных параметров двигателя = 18 20°);

= X + Хк.тр = 0,227, (Хк.тр соответствует Uк.тр = 4,5%);

эквивалентную емкость контура коммутации.

Оптимальное значение ёмкости конденсаторов может быть принято равным ХСэ= 6,52.

Выражения (1.9) и (1.10) записаны в относительных единицах, за базовое значение принята амплитуда линейного напряжения двигателя, приведенная к выходу ПЧ. Эти выражения позволяют определить напряжения при номинальной загрузке двигателя (f = 50 Гц, I = Iном, U = Uном). Чтобы определить значения напряжений в любой точке частотного диапазона, примем во внимание, что регулирование в преобразователях частоты ПЧТЭ осуществляется по специальному закону регулирования - с поддержанием Регулирование по специальному закону - это второй фактор наряду с оптимальными параметрами силовой схемы инвертора, обеспечивающий высокое качество выходного напряжения преобразователя.

В этом случае напряжение и ток, зависящие от частоты и момента нагрузки, Поскольку момент на валу насоса описывается квадратичной зависимостью в функции частоты вращения М f2, получаем:

Учитывая, что в выражениях (1.9) и (1.10) для напряжений на конденсаторах первые слагаемые определяются напряжением двигателя, а вторые - током, и подставляя численные значения параметров двигателя и инвертора, получаем, переходя к абсолютным единицам:

где = f / fн - относительная частота.

На двигатель напряжение пика (вторая составляющая напряжения на конденсаторе) будет поступать через делитель с коэффициентом "Защитное" действие трансформатора - снижение коммутационных пиков по сравнению с его отсутствием - может быть оценено коэффициентом k2:

т.е. достигается уменьшение пика на 12%.

С учётом наличия выходного трансформатора напряжение в момент первого и второго пика (1.13) Выражения (1.13) и (1.14) записаны в относительных единицах, где за базу принято максимально допустимое значение амплитуды линейного напряжения двигателя. Зависимость по выражению (1.13) практически линейная, а по выражению (1.14) - квадратичная.

На рисунке 1.11 приведены соответствующие зависимости в относительных единицах, из которых следует, что в основном диапазоне регулирования насосного агрегата определяющим является напряжение второго пика Uдв.доп..

Анализ зависимостей на рисунке 1.11 показывает:

- абсолютное превышение значения пика над амплитудой допустимого линейного напряжения при 100% загрузке ЧРП по мощности - не более 5%.

При частотах ниже 49 Гц коммутационные пики не превышают амплитуду линейного напряжения.

- передний фронт коммутационного пика - "мягкий" (рисунок 1.9) длительностью примерно 20°.

На рисунке 1.12 напряжение на коммутирующем конденсаторе, рассчитанное по выражениям (1.11) и (1.12). Определяющим является значение UCmдоп, которое достигает при f = 50 Гц, 1200 В и определяет выбор элементов силовой схемы инвертора (тиристоры, диоды, конденсаторы).

Таким образом, требование к значению напряжения КЗ выходного трансформатора (в данном случае Uк = 4,5%) является компромиссом между качеством выходного напряжения двигателя (значение коммутационных пиков Uдв.доп по рисунку 1.11) и уровнем напряжений на элементах силовой схемы (UCmдоп по рисунку 1.12) Рисунок 1.12 – Уровень напряжения на элементах силовой схемы.

Приведённые расчёты показывают высокое качество выходного напряжения преобразователей ПЧТЭ, что обеспечивает возможность использования серийных двигателей производства ОАО "ЭЛСИБ" для ЧРП магистральных нефтяных насосов.

Успешная эксплуатация двух ЧРП мощностью 1250 кВт на НПС "Каламкас" (Республика Казахстан) и выполненные во время эксплуатации эксперименты позволяют оценить основные потребительские результаты разработки.

электродвигателями магистральных насосных агрегатов НПС "Каламкас" значительно улучшает технологический режим работы насоса.

Так, при прямом включении двигателя в сеть 50 Гц и давлении на выходе станции, поддерживаемом регулятором давления (РД), 16 кг/см, давление на выходе насоса составляет 29-31 кг/см (в зависимости от уровня нефти в резервуаре), т.е. падение давления на РД составляет 13-15 кг/см.

При работе двигателя от преобразователя частоты давление на выходе станции определяется частотой вращения двигателя; РД при этом не работает, т.е. давления на выходе насоса и на выходе станции равны, падение давления в РД отсутствует. Таким образом, снижается максимальное давление в системе станции (в данном примере с 31 до 16 кг/см), что значительно уменьшает износ оборудования. Кроме того, плавный разгон насоса при работе от ПЧ ликвидирует гидравлические удары при пуске магистрального насосного агрегата, что также положительно сказывается на сроке безаварийной эксплуатации оборудования.

При пуске магистрального насосного агрегата от ПЧ не наблюдаются броски пускового тока двигателя (пусковой ток составляет 50% номинального тока двигателя, тогда как пусковой ток при прямом пуске от сети 50 Гц составляет 5-7 номинальных значений тока двигателя), что значительно снижает износ двигателя и пусковой аппаратуры станции.

При минимальном уровне нефти в резервуаре (менее 150 см) и номинальном давлении на выходе станции при работе магистрального насосного агрегата без подпорного насосного агрегата, режим работы магистрального насоса не нарушается, о чем свидетельствует отсутствие посторонних шумов и снижение вибрации. Таким образом, применение преобразователя частоты позволяет рассмотреть вопрос исключения подпорного насосного агрегата.

Ожидаемое снижение вибраций при использовании ЧРП (в 3-5 раз).

При работе насосного агрегата от ПЧ экономия электроэнергии по сравнению с прямым включением двигателя в сеть 50 Гц составит не менее 40%.

Перспективные схемы автономных инверторов тока для мощных преобразователей частоты Несмотря на интенсивное развитие силовой полупроводниковой техники производство мощных (свыше 1000 кВт) преобразователей частоты для асинхронных высоковольтных электроприводов освоено весьма небольшим числом крупнейших мировых лидеров в данной области. Подобная ситуация вполне объяснима. Значительный инженерно-технический задел, полученный фирмами при выпуске преобразователей частоты на базе инверторов напряжения малой и средней мощности, для создания мощных преобразователей, может быть использован весьма ограничено [18,19].

Существующие схемы автономных инверторов тока могут быть классифицированны по следующим группам рисунок 1.13.

Параллельный, последовательный и параллельно-последовательный АИТ, в.ч. АИТ с коммутацией по 3й гармоникеной частотой коммутации (схема Рисунок 1.13 - Классификация автономных инверторов тока.

Схемы АИТ с трехступенчатой коммутацией являются схемами с отсеченными от нагрузки коммутирующими конденсаторами. Однако, чтобы подчеркнуть существенное усложнение схемы и появление новых коммутационных этапов при введении обратного диодного моста, данные инверторы выделены в отдельную классификационную группу.

Принципиальным является выделение в отдельную группу схемы разработанные ЭНИН. Наличие группового узла коммутации не позволяет отсечь конденсаторы от нагрузки, что существенно изменяет характер электромагнитных процессов. Сопоставление различных инверторов для определения рациональной схемы АИТ может быть проведено на базе конкретных методов анализа. В связи с этим указанное сопоставление целесообразно выполнить после рассмотрения существующих методов.

Известные проблемы электромагнитной совместимости преобразователей этого класса, питающей сети (высокое содержание высших гармоник в сетевом токе из-за работы выпрямителя на емкостной фильтр) с приводным асинхронным двигателем (из-за "решетчатой" формы выходного напряжения ШИМ - инвертора, усугубляемой проблемой "длинной линии"), предполагают обязательное наличие входных и выходных LC - фильтров, что фактически превращает классическую двухзвенную схему в четырехзвенную.

Наиболее распространены варианты с использованием параллельного соединения низковольтных (0,4кВ) преобразователей и согласующих входных и выходных трансформаторов (рисунок 1.14), поскольку прямые высоковольтные схемы даже при использовании высоковольтных IGBTмодулей и переходе к трехуровневым инверторам позволяют получить вентильную часть на напряжение не более 3-4кВ при обычном напряжении мощных асинхронных двигателей 6кВ [24].

Рисунок 1.14 - Преобразователь частоты – АИН.

Особо следует подчеркнуть, что стремление к улучшению формы сетевого тока приводит к необходимости построения выпрямителя в виде полностью управляемого IGBT-моста, что соответствующим образом отражается на цене преобразователя. Попытка уйти от дорогого выпрямителя путем возврата к диодному мосту автоматически предполагает переход к эквивалентным многофазным схемам выпрямителя, причем удовлетворительный гармонический состав входного тока достигается при использовании тридцатипульсных схем. Очевидно, что в данном случае удорожание всего комплекта оборудования происходит за счет использования сетевого трансформатора с большим количеством вторичных обмоток. Указанные выше обстоятельства объясняют преимущественное распространение в зоне больших мощностей преобразователей частоты на базе автономных инверторов тока. В качестве собственно инвертора, как правило, предлагаются две схемы: инвертор тока на однооперационных тиристорах с отсекающими диодами (рисунок 1.15) и параллельный инвертор тока на двухоперационных (GТО либо IGCT) тиристорах (рисунок 1.16).

Среди основных производителей этих двух схем необходимо назвать "Siemens", «Schorch», "ВМ Electronic" и "Relience Electric" (Германия), «Alstom»(Франция) и "Allen Bradley" (США-Канада) [10-20]. Италоамериканская «AsiRobicon» и американская "Hill Graham Controls" предлагают оригинальную схему параллельного инвертора на однооперационных тиристорах с дополнительным общим узлом коммутации - "дивертером" (рисунок 1.17).

Рисунок 1.15 - ПЧ – АИТ с ОД. Рисунок 1.16 - ПЧ с паралельным АИТ.

Данная схема занимает как бы промежуточное положение между двумя вышеназванными, однако, на наш взгляд, проигрывает первой из них по сложности, а второй - по гармоническому составу выходного тока. Поэтому дальнейшему сравнению будут подвергнуты две базовые схемы – рисунок 1.15 и рисунок 1.16. Принцип действия схемы на рисунке 1.15 хорошо известен. Это схема с двухступенчатой коммутацией, которая отличается от параллельного инвертора наличием отсекающих диодов, препятствующих существованию постоянных колебательных контуров между конденсаторами и индуктивностями нагрузки (асинхронного двигателя).

Схема на рисунке 1.16 является классическим параллельным инвертором, который в своем традиционном варианте (на обычных тиристорах) плохо пригоден для работы на асинхронный двигатель. При этом неправильно было бы представлять, что техническую реализуемость параллельному инвертору для электропривода даёт введение полностью управляемых тиристоров.

Работоспособность схемы достигается использованием специального алгоритма "shoot-through" (сквозное закорачивание плеча инвертора).

Принципиальная осуществимость данного алгоритма в автономном инверторе тока благодаря наличию сглаживающего дросселя большой индуктивности была очевидна давно и как вариант ШИМ - алгоритма упоминалась, например, в работах ученых фирмы "Siemens", однако в сочетании с силовой схемой на запираемых тиристорах данный алгоритм впервые предложен разработчиками "Hitachi"[14].

Запираемые тиристоры оказались просто удачным "инструментом" для реализации ШИМ - алгоритмов на высокой частоте вообще и алгоритма "shoot-through" в частности. Осуществление данного алгоритма сводится к введению дополнительного коммутационного под этапа, т.е. включение очередного тиристора сначала производится вместе с противофазным в данном плече, благодаря чему и минимизируются перенапряжения колебательного характера, возникающие на синусоидальной кривой выходного напряжения инвертора.

Неправильно также представлять, что в схеме на рисунке 1. обеспечивается уменьшение суммарной емкости конденсаторов по сравнению со схемой на рисунке 1.15.

При заданных параметрах нагрузки и заданном уровне перенапряжений суммарная емкость конденсаторов, на стороне нагрузки исходя из идеи энергетического баланса реактивной мощности в системе «преобразовательдвигатель» должна быть одинаковой во всех схемах автономных инверторов тока, кроме тех, которые содержат дополнительные источники сброса.

Схемы по рисункам 1.15 и 1.16 дополнительных источников сброса не содержат, и на практике суммарная мощность 6-ти конденсаторов в схеме по рисунку 1.15 и 3-х конденсаторов в схеме по рисунку 1.16 у различных фирм лежит в диапазоне 100-120% от установленной мощности преобразователя.

Систематизируем сравнительные показатели двух рассматриваемых схем.

1. Суммарная емкость, как показано выше, в двух схемах одинакова.

Однако при реализации алгоритмов ШИМ конденсаторы в схеме рисунка 1.16 начинают работать с быстрыми перезарядами, что повышает токовые нагрузки и ужесточает требования к данным конденсаторам, тогда как в схеме на рисунке 1.15 могут быть использованы обычные косинусные конденсаторы.

2. Значения индуктивностей сглаживающих дросселей звена постоянного тока в обеих схемах одинаковы и лежат в диапазоне оптимальных значений Xd = 1,5-2,0 (в относительных единицах в базе номинальных данных двигателя). Данные цифры подтверждаются сравнением параметров преобразователей, выпускаемых НПП "ЭОС" на базе схемы рисунок 1.15, и преобразователей производства "Allen Bradley" на базе схемы рисунок 1.16.

3. К. п. д. преобразователя в значительной мере зависит от потерь в полупроводниковых приборах. В схеме на рисунке 1.15 это потери в двух последовательных приборах, которые определяются суммарным падением при реальном значении прямого тока U = U тир + U диод = 1,5 +1,0 = 2,5В, причем цифра 1,5В относится к тиристорам, динамические характеристики которых уже улучшены по сравнению с обычными и приближаются к быстродействующим, что, как правило, сопровождается повышением прямого падения напряжения.

В схеме, на рисунке 1.16, потери в одном приборе - запираемом тиристоре, однако значения AU при реальном токе загрузки для GTO тиристоров обычно - 2,5 В. Следует заметить, что эти цифры относятся к так называемым "компромиссным" GТО, у которых оптимизировано соотношение между статистическими и динамическими потерями (на практике для таких GТО максимальная рекомендуемая частота не превышает 200-300 Гц).

Таким образом, в схеме на рисунке 1.16 статические потери в полупроводниковых приборах примерно равны статическим потерям в схеме на рисунке 1.15, а с учетом динамических составляющих суммарные потери в схеме на GTO - тиристорах оказываются несомненно больше. К снижению к.п.д. в схеме на рисунке 1.16 приводят также значительные потери в защитных RСД - цепях.

4. Защитные цепи тиристоров в двух рассматриваемых схемах принципиально различны. В схеме на рисунке 1.15 это обычные "легкие" RC - цепи с типичными значениями емкости конденсатора Сд =0, мкФ. В схеме на рисунке 1.16 к GТО тиристору при реализации ШИМ алгоритмов прикладывается высокое значение прямого напряжения dU/dt oт быстро перезаряжающегося конденсатора.

Таким образом, в отличие от схемы рисунка 1.15, где значение dU/dt не превышает единиц В/мкс, в схеме рисунка 1.16 необходимы защитные цепи для защиты GTO - тиристора по данному параметру. Такие защитные цепи имеют RСД - вид, характерный для инверторов напряжения. Типичные значения емкости Сд в таких цепях составляют 1 - 3 мкФ, а к диоду предъявляются требования быстрого восстановления.

Потери в резисторах таких цепей оказываются значительными даже при частоте модуляции 200 -300 Гц, и известные для инверторов напряжения способы борьбы - сбросовые цепи оказываются для инвертора тока сложно реализуемыми из-за отсутствия источника постоянного напряжения.

Необходимость мощных RСД - цепей уменьшается при переходе от GТО к IGCT, однако последние оказались ещё более сложными по управлению приборами со значительными статическими потерями. Следует заметить, что GТО и IGCT с обратной блокирующей способностью выпускаются ограниченным количеством фирм (широко известны такие приборы, в основном, японской фирмы "Toshiba").

5.Схемы формирователей (драйверов) для обычных тиристоров (инвертор по рисунку 1.15) обычно проектируются и изготавливаются производителями преобразователей. Драйвер для GTO-тиристоров (рисунок 1.16) содержит специальный, мощный выходной транзистор, способный формировать импульсы тока высокой крутизны с амплитудой 20-30% от основного тока GТО. Такие драйверы производитель преобразователей, как правило, вынужден приобретать комплектно с запираемым тиристором у фирм-производителей полупроводниковых приборов. В IGCT приборах драйвер поставляется только встроенным и заменяется вместе с прибором.

Таким образом, по большинству технических показателей схема на рисунке 1.16 проигрывает схеме на рисунке 1.15. Поэтому в качестве основного достоинства инвертора на GTO - тиристорах с ШИМ - модуляцией обычно приводится довод об улучшении гармонического состава выходного тока и напряжения. Справедливость данного вывода подлежит специальной оценке.

Анализ гармонического состава выходного тока инвертора на GТО с ШИМ выполнен в ряде работ ранее. Оценка качества выходного тока по коэффициенту KI = II/Iдейств дает значение 0,994 при частоте модуляции 850 Гц.

При реальной частоте модуляции 200-300 Гц значение КI не будет превышать 0,98-0,985. В других публикациях отмечается, что при существующем ограничении частоты модуляции в сотни Гц реально, на номинальной частоте исключаются только пятая и, возможно, седьмая гармоники. Это значение КI безусловно выше, чем значение КI = 0,965 фронтов для обычной шестипульсной схемы на рисунке 1.15 (с учетом наклона фронтов в прямоугольно - ступенчатой форме тока при реальных значениях длительности интервала коммутации тока в фазах у и реальных значениях индуктивности сглаживающего дросселя).

Однако для мощных преобразователей, в которых минимум два преобразовательных модуля соединяются параллельно, переход к двенадцатипульсной схеме на стороне двигателя столь же целесообразен, как и на стороне сети.

Для такой схемы (рисунок 1.18) значение коэффициента КI (с учетом реальных значений и Ld) будет составлять порядка 0,99, т. е. сопоставимо со значением КI для схемы на рисунке 1. Искажение формы выходного напряжения в инверторе тока обычно оценивают по величине коэффициента K u = U ст / 3U фазн. м, характеризующего амплитуду коммутационного перенапряжения по отношению к амплитуде линейного напряжения двигателя. Для схемы рисунок 1.16 обычно приводится значение K u = 1,15, для шестипульсных схем инверторов тока по рисунку 1.15, выпускаемых НПП «ЭОС», реальное значение коэффициента K u =1,15-1,2.

Двенадцатипульсная схема инвертора тока с отсекающими диодами, в которых осуществляется управление со сдвигом 30°, позволяет дополнительно оптимизировать как величину емкости конденсаторов, так и величину коммутационных перенапряжений.

Известно, что при управлении двумя мостами со сдвигом в 30°, т. е.

при неперекрывающихся коммутациях, суммарная емкость двух мостов в такой схеме может быть уменьшена вдвое по сравнению с одним мостом той же суммарной мощности при сохранении той же амплитуды коммутационных перенапряжений. Данный факт становится очевидным, если записать выражения для напряжения Ucm в случае одного инвертора тока, работающего с током Ld, и двух, работающих без перекрытия коммутаций с током Ld/2 :

где - угол между векторами тока статора и потокосцепления ротора.

Задавшись U см1 = U см 2 = U см и пренебрегая разницей в аргументах функции «cos», получаем возможность уменьшения емкости каждого модуля в 4 раза, а суммарной емкости в 2 раза. Энергетический смысл этого факта заключается в том, что при двух неперекрывающихся коммутациях только половина энергии сбрасывается в конденсаторы, а вторая половина аккумулируется цепью источника второго моста.

Рассмотрим насколько целесообразно максимально использовать возможность снижения емкости - в 4 раза для каждого моста. Для этого обратимся к общим критериям выбора емкости для схемы инвертора тока с отсекающими диодами.

На рисунке 1.19 приведены кривые 1 и 2, соответствующие двум критериям выбора емкости.

Рисунок 1.19 – Кривые соответствующие критериям выбора емкости Кривая 1 соответствует максимально возможному значению емкости, при котором выполняется условие завершенности коммутационных процессов (1.18):

В данных выражениях:

- временной интервал (в угловых единицах текущей частоты инвертора) от начала перезаряда конденсаторов до начала коммутации тока в фазах двигателя;

- угол коммутации тока в фазах двигателя;

X 1, X 0 и X 2 - параметры схемы замещения двигателя;

Хс - параметр, характеризующий эквивалентную емкость коммутирующих конденсаторов в базе номинальных данных двигателя;

- относительная частота инвертора;

= arctg 2, где 2 = Х2/г2 - частота скольжения в относительных единицах.

Параметр 2 может рассматриваться как характеристика режима нагрузки по току (от холостого хода до перегрузки по току).

Результирующее выражение, полученное из (1.18), по которому построена кривая 1, имеет вид (1.21) Кривая 1 построена для следующих типичных параметров двигателя, выраженных в относительных единицах: X’1=0,2; Xo2/X2=3,25 (при cosн.двиг=0,88).

При условии существования любого режима - от холостого хода до перегрузки по току - значение предельной емкости следует выбрать по величине Х с / = 2,855 (при 2 =0).

При таком выборе емкости обеспечивается обычное значение коэффициента коммутационных перенапряжений, которое указывалось выше.

Выражение для коэффициента КЕ может быть записано в виде:

Если принять КЕ = 1, то получим выражение, по которому построена кривая Выбор емкости по критерию (1.23) характеризует отсутствие коммутационных перенапряжений. Очевидно, что при выборе по данному критерию надо ориентироваться на значение Х с / = 2,455 (при 2 = 1,73).

Для одномостовой схемы инвертора (рисунок 1.14) стремление к увеличению емкости и выбору по значению Х с / = 2,455 (кривая 2 при 2 = 1,73) является желательным, но неосуществимым, поскольку емкость не может быть больше значения, соответствующего Х с / = 2,855 (кривая при 2 =0). Для двухмостовой схемы с неперекрывающимися коммутациями возможен иной подход. Схема позволяет уменьшить емкость каждого моста в 4 раза при сохранении того же К, и целесообразно уменьшить емкость в меньшей степени и минимизировать КЕ.

Тогда фактическое значение емкости в каждом мосту двухмостовой схемы по сравнению с одномостовой будет определяться коэффициентом:

а суммарная емкость двух мостов будет составлять 67% от емкости одномостового преобразователя.

неперекрывающимися коммутациями может быть достигнуто почти двукратное сокращение общего количества конденсаторов с абсолютной минимизацией коммутационных перенапряжений.

На практике целесообразно выбирать емкость несколько меньшей, чем по кривой 2, так как логичней ориентироваться не на значение КЕ = Uсм / 3Е2 = 1, а на значение Ku = Uсм / 3U Фазн.т = 1, а Е2ном. < Uном.

Изложенные выше принципы выбора конденсаторов реализованы при проектировании ряда мощных преобразователей частоты типа ПЧТЭ на основе автономных инверторов тока с отсекающими диодами, разработанных научно-производственным предприятием "ЭОС".

Классификационные признаки АИТ были сформулированы в начале 60-х годов Ю.Г.Толстовым [12]. Однако поскольку работа инвертора на асинхронный двигатель связана с необходимостью компенсации реактивной мощности нагрузки, определенный задел в теории АИТ был создан исследованиями компенсационных преобразователей, проводившимся Г.И.

Бабатом [25], впервые предложившим принцип искусственной конденсаторной коммутации тока, И.Л. Кагановым [26], И.М. Чиженко [28], и другими. Схемотехнические принципы современных АИТ с двухступенчатой коммутацией были заложены в начале 50-х годов Н.Н, Щедриным, который ввел в мостовую схему инвертора отсекающие диоды.

Схемы Н.Н. Щедрина исследовалась в 50-е годы Б.У.Умаровым, а применительно к задачам частотно-регулируемого электропривода в работах М.З.Хамудханова. Одновременно с исследованиями АИТ с двухступенчатой коммутацией продолжает развиваться теория АИТ с коммутирующими конденсаторами, включенными на стороне нагрузки: классического параллельного инвертора, последовательного и последовательно параллельного инвертора. Исследования, проводившиеся И.Л.Кагановым, В.А.Лабунцовым, А.Г.Толстовым, Ф.И.Ковалевым, Г.П.Мостаковой, В.А.Чвановым, Л.Я. Раскиным, А.Г. Придатковым, А.Ю. Бару, заложили основу самостоятельного технического направления - стабилизированных преобразователей частоты, получивших в дальнейшем практическое воплощение работах МЭИ, ВЭИ в виде инверторов с компенсирующими устройствами [29 - 42]. Предлагаемая работа является продолжением исследовании в этой области, с практическим использованием на объектах.

1.4 Выводы по разделу Применение преобразователей частоты для управления электродвигателями магистральных насосных агрегатов НПС "Каламкас" позволит значительно улучшить технологический режим работы насоса. Так, при прямом включении двигателя в сеть 50 Гц и давлении на выходе станции, поддерживаемом регулятором давления, 16 кг/см, давление на выходе насоса составляет 29-31 кг/см (в зависимости от уровня нефти в резервуаре), т.е. падение давления на РД составляет 13-15 кг/см.

При работе двигателя от преобразователя частоты давление на выходе станции определится частотой вращения двигателя; РД при этом не работает, т.е. давления на выходе насоса и на выходе станции будут равны, падение давления в РД отсутствует. Таким образом, снижается максимальное давление в системе станции (в нашем случае с 31 до 16 кг/см), что значительно уменьшает износ оборудования. Кроме того, плавный разгон насоса при работе от ПЧ ликвидирует гидравлические удары при пуске магистрального насосного агрегата, что также положительно сказывается на сроке безаварийной эксплуатации.

При пуске магистрального насосного агрегата от ПЧ не наблюдаются броски пускового тока двигателя, (пусковой ток составит примерно 50% номинального тока двигателя, тогда как пусковой ток при прямом пуске от сети 50 Гц составляет 5-7 номинальных значений тока двигателя), что значительно снижает износ двигателя и пусковой аппаратуры станции.

При минимальном уровне нефти в резервуаре (менее 150 см) и номинальном давлении на выходе станции работа магистрального насосного агрегата без подпорного насосного агрегата, не нарушит общий режим работы, что обеспечит отсутствие посторонних шумов и снижение вибрации.

Таким образом, применение преобразователя частоты позволит рассмотреть вопрос исключения подпорного насосного агрегата.

При работе насосного агрегата от ПЧ ожидаемая экономия электроэнергии по сравнению с прямым включением двигателя в сеть 50 Гц составит не менее 40%.

Проведено сравнение преобразователей частоты реализованных на различных элементных базах, в том числе на запираемых тиристорах.

Выявлены основные преимущества и недостатки различных схем, приемлемой системой для управления производительностью насосных агрегатов НПС оказалась система АИТ с ОД на базе тиристоров с «мягким»

восстановлением.

В разделе поставлены задачи исследования и создания системы АИТ с ОД для асинхронных двигателей большой мощности используемых на насосных станциях КазТрансОйл.

2 Анализ электромагнитных процессов в системах автономный инвертор тока – асинхронный двигатель В разделе приведены материалы исследований электромагнитных процессов АИТ с ОД с использованием полной системы дифференциальных уравнений двигателя и с учетом конечной величины индуктивности входного сглаживающего дросселя, рассматривается математическая модель системы АИТ-АД при снятии допущений, принимаемых в аналитических приближенных расчетах. Анализируются результаты численного расчета на ЭВМ, оценивается погрешность приближенного аналитического метода и даются рекомендации по выбору параметров основных элементов силовой схемы инвертора - коммутирующих конденсаторов и входного дросселя.

2.1 Математическая модель системы AИT-АД Как показано в разделе I, дополнительное открывание отсекающих диодов не аномалия, а нормальный режим работы инвертора на повышенных частотах, и, следовательно, рассмотрение процессов без учета данного явления является одним из допущений приближенного аналитического метода. Вместе с тем разработка модели системы АИТ-АД с учетом снятия всех допущений, кроме данного, представляет самостоятельный интерес по следующим причинам:

- режим дополнительного открывания ОД может отсутствовать как при небольших значениях емкости коммутирующих конденсаторов, (что связано с увеличением перенапряжений), так и при невысоких частотах.

- ряд характеристик электромагнитных процессов может быть с высокой точностью рассчитан без учета данного явления. Это позволяет, как показано ниже, выделить достаточно ограниченное количество возможных конфигураций силовой схемы на коммутационных интервалах и описать процессы небольшим числом систем дифференциальных уравнений. Таким образом достигается существенное упрощение математической модели и снижение времени машинного счета.

- данная модель является безусловно справедливой и для схемы АИТ с отсекающими тиристорами.

Варианты структуры силовой схемы инвертора На интервале повторяемости коммутационных процессов в инверторе ( ) конфигурация силовой схемы, изображенной на рисунке 2.1 меняется трижды в соответствии с тремя физическими этапами [37,38]:

I этап - этап коммутации токов в двух фазах нагрузки, соответствующий коммутации диодов данной (например, катодной) группы инвертора. Длительность этапа в угловых единицах выходной частоты инвертора обозначаем.

II этап - межкоммутационный этап, отсчитываемый от момента окончания коммутации диодов в одной (например, катодной) группе, до момента начала коммутации тиристоров в другой (например, анодной) группе инвертора.

III этап - линейного перезаряда конденсаторов анодной группы инвертора, отсчитываемый от момента коммутации тока в тиристорах анодной группы до момента начала коммутации диодов в этой же группе инвертора. Длительность этапа в угловых единицах выходной частоты инвертора -.

Характер изменения напряжения на эквивалентных (Сэкв = 1,5С1) конденсаторах анодной (СА) и катодной (СК) групп инвертора, иллюстрирующий наличие рассмотренных выше этапов, показан на рисунке 2.2. Если за начало отсчета принять момент начала коммутации диодов VD и VD6 в катодной группе инвертора ( рисунок 2.1), т.е. токов в фазах В и С нагрузки, то конфигурация силовой схемы на трех этапах имеет вид, показанный на рисунке 2.1.

Рисунок 2.1 - Силовая схема.

Рисунок 2.2 – Напряжения на конденсаторах инвертора.

Изменение напряжения на конденсаторах анодной и катодной групп для второго варианта структур (рисунок 2.3), (выполняется условие + ) показано на рисунке 2.4.

Рисунок 2.4 – Изменение напряжения на конденсаторах.

Данный режим характеризуется наличием интервала одновременного протекания процессов линейного перезаряда конденсаторов анодной группы и коммутации токов в фазах двигателя при колебательном перезаряде конденсаторов катодной группы (этап II на рисунке 2.4). Конфигурации силовой схемы на трех этапах при принятом ранее начале отсчета (момент начала коммутации диодов VD4 и VD6) показаны на рисунке 2.5.

CA VD IA

На рисунке 2.6 показан характер изменения напряжения на конденсаторах силовой схемы инвертора на трех этапах для третьего варианта при ( ).

интервал одновременного протекания процессов линейного перезаряда конденсаторов в одной и колебательного (коммутации токов в фазах) в другой группе инвертора (этап I на рисунке 2.6), так и интервал одновременного линейного перезаряда конденсаторов обеих групп (этап III на рисунке 2.6) Рисунок 2.6 - Изменение напряжения на конденсаторах На рисунке 2.7 показана построенная по приближенным аналитическим выражениям I зависимость = f(2) для двух значений емкости коммутирующего конденсатора.

Рисунок 2.7 – Изменение показателя от величины коммутирующего Уравнения для численного расчета электромагнитных процессов в Из рисунка 2.7 видно, что для значения Хс = 8,4 при 2 < 1, возникает второй, а при 2 < 0,8 - третий вариант структур. Следует также заметить, что граничные значения 2 соответствующие переходу от одного варианта структур к другому, существенным образом зависят значения Хс, т.е. конфигурация силовой схемы инвертора определяется как режимом электропривода по току, так и величиной Сот коммутирующих конденсаторов.

Полная система уравнений рассматриваемых процессов состоит из трех подсистем: уравнения асинхронного двигателя, уравнения собственно инвертора и уравнения звена постоянного тока. Рассмотрим последовательно указанные группы уравнений.

Уравнения двигателя записываем с помощью результирующих векторов [74,75]. Уравнения статора и ротора (2.1) записаны в одной трехфазной системе координат, оси которой совмещены с неподвижными осями статора:

где = - частота вращения ротора в относительных единицах, р - символ операции дифференцирования;

r1, r2, x1, x2 и x0 - параметры схемы замещения двигателя (с учетом наличия активных сопротивлений статора и ротора).

Уравнения системы (2.1) записаны в относительных единицах в базе номинальных данных двигателя и в синхронном масштабе времени, где t =. Преобразуем систему уравнений (2.1) к виду:

гателя (переходное индуктивное сопротивление статора).

Перепишем уравнения двигателя в результирующих векторах (2.2) через проекции на ортогональные оси d и q декартовой системы координат.

Первое уравнение системы (2.2) (уравнение статора) распадается на два вещественных уравнения:

Из второго уравнения системы (2.2) (уравнение ротора) с учетом Совместив для удобства вещественную ось d с осью той фазы трехфазной системы координат, в которой в рассматриваемом периоде отсутствует коммутация - осью А, получаем уравнения связи между проекциями результирующего вектора в трехфазной системе координат и его ортогональными проекциями:

Аналогично записываются уравнения связи для токов:

Из уравнений статора (2.3) и уравнений связи (2.5) можно получить выражения для линейных напряжений на зажимах двигателя:

Положительные направления токов и напряжений показаны на рисунке 2.1. Рассмотрим уравнение процессов собственно в инверторе для первого варианта структур на 1-м этапе.

В соответствии с первой схемой на рисунке 2.3 можно записать:

Переходя к записи токов в ортогональных проекциях, учтем, что на рассматриваемом интервале коммутация в фазе А двигателя отсутствует, т.е. i A = I П, а значит, I d = I П. Учтем также, что реальное направление тока iB противоположно принятому на pиc. 2.2 положительному направлению. Тогда получаем:

Уравнение звена постоянного тока для первого варианта структур имеет на Iм и II-м этапах следующий вид:

Уравнение (2.12) можно переписать для I-го этапа в виде:

Для III -го этапа уравнение звена постоянного тока имеет вид:

из которого получаем Полные системы уравнений на трех этапах для первого варианта структур запишутся в виде следующих систем:

Так как общая система уравнений разбита на три подсистемы (2.17) (2.19) в решение проводится припасовыванием значений на границах этапов.

получения сходимости в начальных значениях двух последующих циклов.

На первом итерационном цикле, в качестве начальных, используются значения, полученные по приближенным аналитическим выражениям (2.20):

Начальное значение потокосцепления ротора откуда при 2 = Начальное значение напряжения на конденсаторе на первом этапе в уравнении (2.11):

Выражение для ( pI n )0 получено из (2.13) с учетом :

Начальное значение интеграла X C I П dt в (2.19) равно напряжению на конденсаторе Ucm в конце этапа коммутации токов в фазах, взятому с обратным знаком. Напряжение Ucm определяется по приближенному аналитическому выражению приведенному ранее.

Следует заметить, что на всех циклах расчета системы уравнений на трех этапах остаются неизменными, но решение на каждом расчетном цикле надо проводить с учетом новых начальных значений, так как при очередной коммутации система координат скачком передается на угол При этом изменяются значения проекций векторов инерциальных величин нагрузки на оси d и q [6].

В соответствии с этим можно записать уравнения связи для начальных и конечных значений проекций потокосцепления ротора двух последующих циклов:

Другие начальные значения определяются следующим образом:

где U C 0 - начальные значение интеграла C ( I П 3I q )dt в системе уравнений (2.17).

Длительность первого этапа (момента окончания) определяется по выполнению условия:

Длительность второго этапа равна где - из расчета длительности первого этапа;

-по приближенному аналитическому выражению (1.16).

Длительность третьего этапа равна.

Так как значение остается приближенным на всех циклах расчета, то после достижения сходимости в начальных значениях двух последующих циклов проводится проверка правильности выбора. Для этого сравнивается величина напряжения на конденсаторе UcIII и линейного напряжения двигателя U АВ в конце третьего этапа последнего расчетного цикла.

Корректируя величину в большую или меньшую сторону по знаку рассогласования UcIII и - U АВ, повторяем расчет до условия UcIII = - U АВ.

II I II I

Для удобства различия конденсаторов при определении начальных условий введены индексы "а" (анодная группа) и "к" (катодная группа).

где t 2 - расчетная длительность второго этапа.

В соответствии с рисунок 2.6 и 2.7 системы уравнений для третьего варианта на трех этапах имеют вид (2.28) (2.30):

t1 - расчетная длительность первого этапа; длительность третьего этапа Решение полученных систем уравнений для всех вариантов структур проводилось численным интегрированием методом Рунге-Кутта четвертого порядка на ЭВМ. Варьируемыми величинами при расчете являлись скольжение двигателя 2, характеризующее изменение режима привода от холостого хода до перегрузки по току, и параметры схемы Хс и Хп, характеризующие соответственно емкость эквивалентного коммутирующего конденсатора и индуктивность сглаживающего дросселя [105 – 107].

2.2 Методика выбора и расчета емкости коммутирующих конденсаторов Результаты расчетов позволили оценить погрешность приближенного аналитического метода. На рисунке 2.8 приведены результаты расчета погрешности в определении величины напряжения на конденсаторе Ucm в конце коммутации токов в фазах.

Рисунок 2.8 – Погрешность в функции от напряжения на конденсаторе.

Уточненный численный расчет приводит к меньшим значениям напряжения Ucm, что объясняется, прежде всего, снятием допущения о неизменности э.д.с. двигателя на интервале коммутации токов в фазах и уточнением длительности интервала.

Максимальная погрешность соответствует режиму холостого хода и увеличивается с уменьшением Хс, т.к. с ростом емкости коммутирующих конденсаторов увеличивается величина и погрешность от ее приближенной оценки.