Оптимизация работы трансформаторов цеховых подстанций при нелинейной нагрузке

Как известно, допустимую систематическую перегрузку наиболее распространенных в сетях промышленных предприятий трансформаторов типа ТМ (ТМГ) регламентирует ГОСТ 14029-97 (МЭК 354-91) «Руководство по нагрузке силовых масляных трансформаторов». При этом нагрузочная способность трансформатора (в долях от номинальной мощности — S_ном.тр) наряду с постоянной времени нагрева и температурой окружающей среды определяется коэффициентами начальной (К₁) и повышенной (К₂) нагрузок, соразмерных протекающему через трансформатор эквивалентному току, а экономичность его работы оценивается по связанной с КПД величине условно-постоянных (в стали) ΔР_хх и переменных (в меди) ΔР_кз потерь, отнесенных к единице передаваемой мощности.

Появление в сети высших по отношению к промышленной частоте гармоник вызовет дополнительные потери активной мощности в обмотках и магнитных системах трансформаторов, главным образом за счет вихревых токов. В этом случае Европейским комитетом по нормированию в области электротехники (CENELEC) рекомендуется при определении нагрузочной способности трансформатора дополнительно учитывать коэффициент запаса мощности — К [1]:

где: I₁ — основная гармоника тока нагрузки;

его среднеквадратичное значение [1]; n — номер гармоники; e, q — коэффициенты, зависящие от составляющих потерь в меди и стали трансформатора.

Рис. 1. Зависимость допустимой загрузки силового трансформатора 20–6/0,4 кВ от мощности нелинейной нагрузки

Обратно пропорциональная К (1) длительно допустимая загрузка трансформатора (рис. 1) в общем случае зависит от уровня присутствующих гармонических составляющих (от 2-й до 40-й), характеризующихся коэффициентом искажения синусоидальности кривой напряжения [2] —

и ненормируемым коэффициентом нелинейного искажения формы вторичного тока (Total Harmonic Distortion) [1] —

в комплексе образующих мощность искажения [3], то есть часть РМ, вызванную наличием гармоник. Для трансформаторов 20–6/0,4 кВ с соединением обмоток Y/Y_Н, или Δ/Y_Н величина THD_I и K_U при несогласованном режиме работы электросварочного оборудования, вентильных преобразователей с шестифазной схемой выпрямления, в основном определяется наличием 5-й (0,27×I₁), 7-й (0,11×I₁), 11-й (0,09×I₁), 13-й (0,06×I₁) гармоник, а также 3-й (0,1×I₁) и 5-й (0,03×I₁) гармоники газоразрядных ламп. В скобках приводится критерий оценки выброса в сеть гармоник указанным видом электрооборудования, рекомендуемый VDEW (Association of German Power Supply Companies) для технических расчетов.

Исследования эксплуатационных режимов силовых трансформаторов в сетях с нелинейной нагрузкой показали, наряду с интенсификацией процесса старения изоляции, увеличение приведенных к S_ном потерь ΔР_хх и ΔР_кз, опосредованных соответствующими коэффициентами — k_хх и k_кз [3]:

Физически это объясняется дополнительным нагревом сердечника (добавочные потери на гистерезис и вихревые токи) и увеличением (примерно в два-четыре раза для 3–13-й гармоники) сопротивления короткого замыкания трансформатора вследствие влияния поверхностного эффекта и эффекта близости [3]. Пренебрегая потерями холостого хода, дополнительные потери активной мощности от протекания через трансформатор токов присутствующих в сети гармоник (ΔР_n) можно определить по эмпирическому выражению [4]:

где u_кз (%) — напряжение короткого замыкания трансформатора; K_U(n) — коэффициент n-ой гармонической составляющей напряжения [2].

Сопряженная зависимость одновременного роста I_RMS и ΔР_n (2) силовых трансформаторов 20–6/0,4 кВ (без учета поверхностного эффекта) приведена на рис. 2. Опережающее I_RMS увеличение ΔР_n объясняется прогрессирующим ростом потерь (2) при усилении искажения синусоидальности вторичного тока трансформатора (THD_I). Косвенно степень искажения можно оценить по соотношению между I_макс и I_RMS (K-factor [1]), представляющему собой параметр, отражающий вклад в нагрев трансформатора нелинейной нагрузки.

Рис. 2. Рост IRMS и потерь мощности ΔРn двухобмоточных трансформаторов 20–6/0,4 кВ в функции THDI сети 0,4 кВ

Конструктивно в серийных трансформаторах 20–6/0,4 кВ цеховых ТП принимаемые для подавления гармоник меры сводятся к соединению фаз обмоток высшего напряжения в «треугольник», что устраняет гармоники, кратные трем, а остальные гармонические составляющие практически не подавляются.

Потребление РМ дискретно коммутируемым вентильным преобразователем обусловлено сдвигом по фазе его рабочего тока I₁ в сторону отставания от напряжения питающей сети — U_ном. из-за естественного запаздывания пофазной коммутации в момент переключения вентиля (угол γ) и искусственной задержки его открытия для регулирования выпрямленного напряжения (угол α), которые, с учетом вносимых искажений синусоидальности, меняют фактор мощности ПЧ [4]:

Из формулы (3) видно, что при уменьшении выпрямленного напряжения (α→90°) потребление преобразователем РМ растет, значительно снижая собственный коэффициент мощности АД — cosφ, тестируемый в системе ПЧ-АД как коэффициент сдвига: λ×cosφ.

Например, как указано в [5], коэффициент сдвига ПЧ-АД (S_пч = 3,7 кВ·А), источником питания которой был трансформатор цеховой ТП (S_ном.тр = 800 кВ·А, u_кз = 5,0%), снизился на 34% по сравнению с номинальным cosφ АД. В данном примере единственным средством подавления высших гармоник была собственная индуктивность питающей сети с основной составляющей — реактансом силового трансформатора, приведенное значение которого Х_тр(%) находится как [5]:

где S_пч — полная мощность ПЧ (кВА).

Следовательно, чем больше S_ном.тр относительно мощности ПЧ, тем ниже приведенный реактанс (4) и выше уровень генерируемых в сеть гармоник (рис. 3). Отметим, что в наиболее распространенной шестипульсной мостовой схеме выпрямителей ПЧ генерируемый гармонический спектр содержит преимущественно 5-ю, 7-ю, 11-ю, 13-ю гармоники [1, 3]. Учитывая, что ПЧ малой мощности допускается подключать к сети напрямую [5], а цеховые ТП наиболее часто комплектуются трансформаторами с S_ном.тр = 630–1600 кВ·А и u_кз = 5,5–6,5%, в питающей сети не удается достичь приемлемого по величине I_RMS (рис. 3) трехпроцентного реактанса (4). Поэтому для поддержания в системе электроснабжения требований стандарта качества электроэнергии [2] необходимо применять специальные технические средства.

Рис. 3. Зависимость среднеквадратичного тока ПЧ и его гармонических составляющих от реактанса питающей сети

Одним из таких средств является установка между питающей сетью и ПЧ сетевого дросселя, магнитопровод которого должен оставаться ненасыщенным во всем диапазоне тока ПЧ (I_пч) [5]. Суммирование индуктивных реактансов дросселя и трансформатора (4) ослабит выброс высших гармоник (рис. 3), снизит амплитуду (K-factor) и искажение синусоидальности (THD_I) нагрузочного тока ПЧ. Одновременно сетевой дроссель гасит коммутационные перенапряжения управляемого выпрямителя, симметрирует входное напряжение, а также ограничивает крутизну нарастания тока (di/dt) через выпрямитель и инвертор в случае колебаний входного напряжения или короткого замыкания на выходе ПЧ [5]. Поскольку последовательное включение сетевого дросселя снизит напряжение на входе ПЧ, задающим параметром его индуктивности L (мГн) (рис. 4) будет предельно допустимое падение напряжения на дросселе без потери момента на валу АД — ΔU_L (3–5% от U_ном), рассчитанное для номинального тока ПЧ — I_ном.пч на частоте f₁ (50 Гц) [5]:

Рис. 4. Выбор индуктивности сетевого дросселя L в зависимости от Sпч и Sном.тр

Таким образом, сетевой дроссель в качестве дополнительной опции буферного звена ПЧ способствует приближению коэффициента сдвига системы ПЧ-АД к величине cosφ двигателя, но не обеспечит компенсацию РМ индуктивной составляющей на частоте основной гармоники. В рассмотренном выше примере после подключения сетевого дросселя (L = 2,4 мГн) коэффициент сдвига ПЧ-АД превысил cosφ АД на 3,5% [5], что соответствовало потреблению из сети 0,75 квар РМ на 1 кВт активной нагрузки и требует дополнительной компенсации.

Традиционно в промышленных системах электроснабжения наиболее распространенным средством компенсации РМ служат конденсаторные батареи (КБ), подключаемые к шинам цеховых ТП [3]. Согласно ГОСТ 1282-88 (МЭК 831) «Конденсаторы для повышения коэффициента мощности. Общие технические условия» токовая перегрузка КБ ограничена 30%. Однако при превышении в сети допустимого значения К_U [2] из-за абсорбции емкостным сопротивлением токов высших гармоник допустимая токовая нагрузка будет превышена и КБ быстро перегреется.

Рис. 5. Изменение частотной характеристики низковольтной питающей сети при подключении ФКУ

Кроме того, на одной из частот гармонического спектра емкость КБ может образовать с параллельно включенной индуктивностью сети близкий к резонансному контур [1, 3–6]. Как правило, собственная частота данного контура находится между 250 и 500 Гц [3–6], что соответствует частотам наиболее мощных 5-й и 7-й гармоник ПЧ (рис. 3). Это приведет к увеличению в 5–6 раз K_U(n) [3] гармоник резонанса и дополнительному снижению нагрузочной способности трансформатора (1).

Последовательное включение с КБ защитного дросселя позволит избежать появления резонансного режима, так как LC-звено «дроссель–КБ» образует с импедансом сети Z частотно-зависимый делитель напряжения, собственная частота которого f_R смещена ниже частот гармоник вероятного резонанса (рис. 5). Поэтому для частоты f_R ветвь LC будет иметь небольшое сопротивление, примерно равное активному сопротивлению обмоток дросселя; для гармоник с частотой выше f_R импеданс сети будет индуктивным, а на основной частоте f₁ — емкостным, обеспечивая коррекцию РМ нагрузки. При этом собственную частотную характеристику сети 0,4 кВ (без подключения КБ, рис. 5) можно считать близкой к линейной [1, 3].

Эксплуатационные свойства защитного дросселя характеризует вносимый коэффициент частотной расстройки [6]: p = (f₁/f_R)² × 100%, а его принятые VDEW стандартные величины (14; 7; 5,67%) соответствуют f_R (135; 189; 210 Гц). Поскольку при изменении нагрузки сети частота f_R меняется, значение р следует выбирать соответственно порядку гармоник тока, поступающих от ПЧ. Такие LC-звенья, защищающие КБ от перегрева и на частоте ниже f_R, одновременно с компенсацией РМ частично подавляющие гармоники, называют фильтрокомпенсирующими [6]. Наиболее часто однотипные LC-звенья объединяют в комплектную фильтрокомпенсирующую установку (ФКУ), ступени которой автоматически коммутируются в зависимости от требуемой РМ компенсации на частоте основной гармоники.

Рис. 6. Гистограмма гармоник вторичного тока цеховой ТП до и после компенсации РМ

Защитные дроссели за счет постоянства магнитного сопротивления равномерно распределенных воздушных зазоров сердечника обладают линейной характеристикой намагничивания и небольшой погрешностью L [6]. Основная часть рассеяния тепла отфильтрованной части гармоник (рис. 6) приходится на дроссель, поэтому в его конструкции предусмотрены каналы охлаждения и температурный датчик, отключающий его в случае перегрева обмотки [6]. Так как в низковольтных сетях трехфазные КБ соединены преимущественно «треугольником», последовательное включение дросселя увеличит напряжение на зажимах КБ [6]: U_КБ = U_ном/(1–р), что требует специального подбора конденсаторов.

На рис. 6 показан гармонический спектр тока на шинах 0,4 кВ цеховой ТП (S_ном.тр = 1000 кВ·А, u_кз = 5%, соединение обмоток — Δ–Y_Н) участка экструдеров пленки предприятия Tetra Pak, оборудованных приводом ПЧ-АД, до и после включения ФКУ. В результате комплексного измерения параметров качества электроэнергии величина THD_I колебалась в пределах 25%, а усредненное по результатам замеров значение k_u ≈ 9,5% превысило допустимое (для низковольтных сетей 8% [2]). После подключения ФКУ (р = 7%) k_u ≈ 6% стал соответствовать норме, а THD_I снизилось до 15%. Таким образом, нагрузочная способность силового трансформатора (рис. 1) возросла на 9–11% при одновременном снижении сетевых потерь (рис. 2).

Широкополосные (расстроенные) LC-звенья (detuned filter) рекомендуется использовать при доле нелинейной нагрузки от 15–20% суммарной. Свыше 50% нелинейной нагрузки в системе электроснабжения следует устанавливать пассивные резонансные LC-фильтры (passive tuned filter), настроенные на фиксированную частоту отдельной гармоники [3]. В таком случае ток гармоники резонансной частоты будет замыкаться между ПЧ и LC-фильтром, не попадая в сеть. Следует отметить, что именно в зоне 15–50%-ной нелинейности нагрузки происходит наиболее интенсивное (около 30%) снижение загрузки трансформатора (рис. 1). В отличие от расстроенных LC-звеньев, РМ пассивных резонансных фильтров обычно не регулируется. Это объясняется тем, что, хотя фильтр каждой гармоники можно составить из нескольких секций [3], различия требований к закону регулирования емкости КБ по условию фильтрации и генерации РМ могут оказаться взаимоисключающими, из-за чего при малых нагрузках, близких к холостому ходу трансформатора, возможен выброс в сеть избыточной РМ.