ОЦЕНКА ВЛИЯНИЯ МАШИН ДВОЙНОГО ПИТАНИЯ, УЧАСТВУЮЩИХ В РЕГУЛИРОВАНИИ РЕАКТИВНОЙ МОЩНОСТИ, НА ПАРАМЕТРЫ КОРОТКИХ ЗАМЫКАНИЙ | Опубликовать статью ВАК, elibrary (НЭБ)

ОЦЕНКА ВЛИЯНИЯ МАШИН ДВОЙНОГО ПИТАНИЯ, УЧАСТВУЮЩИХ В РЕГУЛИРОВАНИИ РЕАКТИВНОЙ МОЩНОСТИ, НА ПАРАМЕТРЫ КОРОТКИХ ЗАМЫКАНИЙ

Научная статья

Середкин Д.Ю.^1, *, Аверьянов Д.А.², Булатов Р.В.³, Бурмейстер М.В.⁴

¹ ORCID: 0000-0003-2442-9189;

² ORCID: 0000-0002-0836-3135;

⁴ ORCID: 0000-0002-8787-7299;

^{1, 2, 3} НИУ «МЭИ», Москва, Россия;

⁴ ГИМ ИТС ЦИУС АО «НТЦ ФСК ЕЭС», Москва, Россия

* Корреспондирующий автор (daniil.seredkin1[at]gmail.com)

Аннотация

Целью данной работы было решение существующей проблемы недостаточной изученности поведения машин двойного питания (МДП) в переходных и аварийных режимах, а именно, оценка влияния машин двойного питания, участвующих в регулировании реактивной мощности, на параметры коротких замыканий.

При проведении исследования использовалась расчетная модель ветроэнергетической установки с машиной двойного питания, разработанная в среде MATLAB–SIMULINK.

В результате моделирования были получены графики напряжений на шинах, активной и реактивной мощности МДП, значения действующего тока от МДП, значения действующего напряжения на звене постоянного тока, тока и напряжения статора МДП при коротком замыкании на выводах машины при различной вырабатываемой/потребляемой реактивной мощности.

Проанализировано влияние регулирования реактивной мощности машины двойного питания на параметры короткого замыкания.

Полученные данные могут быть использованы при проектировании ветроэнергетических установок на базе машин двойного питания, что позволит более корректно производить выбор оборудования и коммутационной аппаратуры.

Ключевые слова: машина двойного питания, короткое замыкание, реактивная мощность, ветроэнергетическая установка, распределенная генерация.

EVALUATING THE INFLUENCE OF DOUBLY-FED MACHINES USED FOR REACTIVE POWER CONTROL ON THE SHORT-CIRCUIT PARAMETERS

Research article

Seredkin D. Yu.^1, *, Averianov D. A.², Bulatov R. V.³, Burmeister M. V.⁴

¹ ORCID: 0000-0003-2442-9189;

² ORCID: 0000-0002-0836-3135;

⁴ ORCID: 0000-0002-8787-7299;

^{1, 2, 3} National research university MPEI, Moscow, Russia;

⁴ R&D Center at FGC UES, JSC, Moscow, Russia

* Corresponding author (daniil.seredkin1[at]gmail.com)

Abstract

The purpose of this paper was to solve the existing problem of the lacking knowledge of the behaviour of doubly-fed electric machines in the transient state and abnormal mode, specifically evaluating the influence of doubly-fed electric machines used for reactive power control on the short-circuit parameters.

For the research, the design model of wind-driven power plant with the doubly-fed electric machine developed in the MATLAB-SIMULINK framework was used.

Through modelling we acquired the graph of bus bar voltage, active and reactive power of the doubly-fed electric machine, values of effective current, values of effective voltage across DC link, values of terminal current and voltage of doubly-fed electric machine on the short-circuit under various input/output reactive power.

We analysed the influence of doubly-fed electric machines used for reactive power control on the short-circuit parameters.

The acquired data can be used for the design of a wind-driven power plant based on the doubly-fed electric machines, that will enable a more accurate choice of equipment and switchgear.

Keywords: doubly-fed electric machine, short circuit, reactive power, wind-driven power plant, distributed generation.

Введение

Согласно Энергетической стратегии России на период до 2030 года [1], утвержденной распоряжением Правительства Российской Федерации от 13 ноября 2009 г. № 1715-р, одной из целей по направлению «Электроэнергетика» является широкое развитие распределенной генерации, доля выработки которой может достичь 15 процентов от всей вырабатываемой электроэнергии. Также существенная роль отводится развитию возобновляемой энергетики. Планируется, что установленная мощность генерирующих объектов на базе возобновляемых источников энергии (ВИЭ), в том числе работающих параллельно с единой энергетической системой, достигнет 25 ГВт. Это позволит сбалансировать энергетический спрос и снизить экологическую нагрузку со стороны предприятий энергетики на окружающую среду.

Анализ зарубежного опыта показывает, что развитие распределенной генерации в настоящее время происходит в основном именно за счет введения в эксплуатацию генерирующих объектов на основе ВИЭ, что существенно влияет на работу электроэнергетическим систем. Суммарная установленная мощность ветроэлектростанций (ВЭС) в мире с 2007 г. по 2016 г. включительно выросла более чем в 5 раз с 93,5 до 487 ГВт [2], [3]. В России, согласно данным НП «Совет рынка», выработка электроэнергии на ВЭС с 2014 г. по 2018 г. включительно выросла с 6 тыс. кВт×ч до 76413 тыс. кВт×ч [4].

В Российской Федерации крупным игроком на рынке ветроэнергетики является новый дивизион Росатома АО «НоваВинд», который по планам построит и введет в эксплуатацию ветроэлектростанции на базе машин двойного питания (МДП) общей установленной мощностью 1 ГВт до 2023 года.

Согласно докладу о реализации Энергетической стратегии России на период до 2030 года по итогам 2018 года [5] существует необходимость достижения эффективного сочетания систем централизованного электроснабжения с развитием распределенной генерации. Также в ГОСТ [6] указано, что ВЭС должны участвовать в регулировании реактивной мощности в соответствии с требованиями технической документации завода-изготовителя ветроэнергетических установок.

В связи с этим возникает необходимость оценки влияния машин двойного питания, участвующих в регулировании реактивной мощности, на параметры коротких замыканий.

Данная проблема упоминалась в работах [7], [8], но не была решена так как основной целью вышеупомянутых работ являлось совершенствование противоаварийного и режимного управления энергорайонов с распределенной генерацией и разработка нового способа управления машинами двойного питания.

Для выполнения поставленной цели были решены следующие задачи:

• Изучение современного состояния проблем распределенной генерации и анализ особенностей работы МДП в энергосистемах.
• Разработка и верификация расчетной модели МДП в среде «MATLAB – SIMULINK».
• Моделирование коротких замыканий при различной вырабатываемой/потребляемой реактивной мощности МДП.
• Оценка влияния машин двойного питания, участвующих в регулировании реактивной мощности, на параметры коротких замыканий. 

Методы исследования

Решение поставленных в работе задач базируется на основных положениях силовой электроники, теории управления, теоретических основ электротехники, электромеханики. Для решения задач используется современная среда компьютерного моделирования – «MATLAB – SIMULINK».

Предпосылки развития распределенной генерации.

Преимущества применения машиндвойного питания в ветроэнергетике

Распределенная генерация (РГ) – это совокупность электростанций, расположенных близко к месту потребления энергии и подключенных либо непосредственно к потребителю, либо к распределительной электрической сети (в случае, если потребителей несколько) [9].

Электроэнергетические системы Российской Федерации и зарубежных стран исторически развивались по похожей логике: крупные электрические станции сооружались обычно вблизи мест добычи топлива либо недалеко от транспортных коридоров, по которым топливо перевозилось. Также удельная стоимость строительства электростанции (в расчете на 1 кВт мощности) была тем ниже, чем она мощнее, поэтому средняя единичная мощность электростанций (ЭС) постоянно увеличивалась (с 1920-х до 1980-х гг. выросла в 500 раз и более).

По соображениям экологии ЭС часто располагались на значительном удалении от крупных городов (в РФ исключением стали ТЭЦ), а передача электроэнергии от ЭС потребителям осуществлялась по магистральным и распределительным сетям общей протяженностью в тысячи километров.

Такая структура энергосистем в течение нескольких десятилетий оставалась в целом неизменной. Именно РГ стала катализатором изменений: в 1970-1980-х гг. в США и Европе были разработаны новые технологии производства электроэнергии (газотурбинные, газопоршневые, парогазовые установки), позволяющие создавать недорогие и эффективные электростанции небольшой мощности. Это привело к росту вводов объектов РГ (см. рисунок 1).

Рис. 1 – Динамика развития распределенной генерации на примере США (ГВт) [10]

 

В начале XXI века началось активное развитие ВИЭ при поддержке правительств стран Европы, США и других государств, что привело к снижению стоимости решений в области солнечной и ветряной энергетики в разы при существенном росте их технологической эффективности. Так, приведенная стоимость электроэнергии от ВЭС в 2009-2017 гг. сократилась на 67% (см. рисунок 2).

 

Рис. 2 – Динамика приведенной стоимости электроэнергии (LCOE) от ветряных электростанций
в 2009-2017 гг., дол. / МВт-ч [11]

 

Стоит отметить, что именно ВИЭ в концепции РГ отводится немаловажная роль. Так, в некоторых странах (Норвегия, Канада) доля выработки электроэнергии на объектах ВИЭ уже превышает 50% от общей выработки [12].

Navigant Research прогнозирует, что к 2026 году в мире ожидается ввод объектов РГ генерирующей мощностью, превышающей в три раза новую генерирующую мощность централизованной генерации (см. рисунок 3).

Рис. 3 – Прогноз ввода новых мощностей централизованной и распределенной генерации электроэнергии
в мире, МВт [13]

 

Так как в РФ к концу XX века была крупнейшая централизованная энергосистема в мире, то процесс ее децентрализации проходит существенно менее интенсивно чем в других странах из-за возникающих трудностей.

Основные проблемы, с которыми столкнулись в РФ при развитии РГ:

• дороговизна и сложность подключения новых объектов к сетям;
• недостаточная надежность существующих схем электроснабжения (необходимы следующие мероприятия: создание новых математических моделей и методов обоснования структуры генерирующих мощностей, изучение эффективности работы систем релейной защиты (РЗ) и противоаварийной автоматики (ПА));
• значительное возрастание уровней токов КЗ в сетях низкого и среднего напряжения [14].

Согласно докладу Российского Энергетического Агентства на форуме ENES 2014 [15] ввод распределенной генерации в РФ ежегодно составляет около 30-40% от вводов централизованной генерации, а за последние 10 лет рост генерации мощностью до 100 МВт в 4 раза превышает рост крупной генерации свыше 100 МВт.

В РГ в настоящее время в основном применяются следующие генерирующие установки:

• Традиционные: дизельные энергетические установки (на текущий момент являются наиболее распространенными [16]), газопоршневые установки, газотурбинные установки.
• Нетрадиционные (на основе ВИЭ): гидроэнергетические установки установленной мощностью до 30 МВт [17], солнечные энергетические установки, ветроэнергетические установки.

Анализ рынка электроэнергии показывает, что именно ветроэлектрические установки (ВЭУ) является наиболее перспективным и конкурентоспособным направлением в распределенной генерации [18].

Для дальнейшего исследования ВЭУ следует провести обзор генераторов, применяемых в данных установках. Выбор генератора является основным вопросом комплектации ВЭУ. Для применения на ВЭУ возможны следующие типы генераторов:

1. асинхронные генераторы с короткозамкнутым ротором;
2. синхронные генераторы с электромагнитным возбуждением;
3. асинхронизированный синхронный генератор;
4. асинхронный генератор с фазным ротором (машина двойного питания);
5. синхронные генераторы (СГ) с магнитоэлектрическим возбуждением, т.е. с возбуждением от постоянных магнитов.

В настоящее время, независимо от мощности и вида крыльчатки, практически всегда используются МДП [19]. Это связано со следующими преимуществами использования данной машины для ВЭС:

• возможность использования в автономных системах в сочетании с другими машинами;
• простота и надежность в обслуживании;
• сравнительно малые колебания генерируемой мощности, электромагнитного момента и тока при параллельной работе, при переменной скорости ветра и его порывах;
• высокие энергетические характеристики;
• способность функционирования в широком диапазоне частоты вращения ротора (± 30%);
• возможность управлять потоками реактивной мощности по цепи возбуждения [20, 21].

Границы диапазонов изменения реактивной мощности ВЭС (суммарно выдаваемой и потребляемой) для ряда Европейских синхронных зон приведены в таблице (см. таблицу 1) [22].

 

Таблица 1 – Расчетные диапазоны изменения реактивной мощности для ряда Европейских синхронных зон

Синхронная зона	Максимальный диапазон Q/Pmax
Континентальная Европа	0,75
Скандинавская	0,95
Великобритания	0,66
Ирландия	0,66
Балтийские государства	0,8

 

Несмотря на то что МДП нашли широкое применение в ВЭУ, их влияние на параметры КЗ при регулировании реактивной мощности и параллельной работе МДП с сетью нуждается в более детальном изучении, результаты которого в дальнейшем могут быть использованы при проектировании объектов РГ на базе МДП. 

Описание и верификация расчетной модели ветроэлектрической установки с машиной двойного питания, работающей параллельно с сетью

При проведении исследования использовалась расчетная модель машины двойного питания, работающей параллельно с энергосистемой, выполненная с помощью программного комплекса MATLAB–SIMULINK
(см. рисунок 4).

 

Рис. 4 – Расчетная схема машины двойного питания, работающей параллельно с энергосистемой

 

Данная модель включает в себя следующие элементы: система, трансформатор ТДН-160000/110, воздушная линия с проводами АС 70/11, два трансформатора ТМ-1600/10, активная нагрузка 500 кВт, КЗ, МДП.

Параметры данных элементов сведены в таблицы (см. таблицы 2-8).

 

Таблица 2 – Параметры системы

Uном, кВ	fном, Гц	Sс, МВА	R1, Ом	R0, Ом	X1, Ом	X0, Ом
110	50	150	0,1	0,3	1,0	3,0

 

Таблица 3 – Параметры трансформатора 110/10 кВ

Тип	Sном, МВА	Uвн, кВ	Uнн, кВ	Px, кВт	Pк, кВт	Uк, %	Iх, %
ТДН-16000/110	16	115	11	18	85	10,5	0,7

 

Таблица 4 – Параметры воздушной линии

r1, Ом/км	r0, Ом/км	l1, мГн/км	l0, мГн/км	c1, нФа/км	c0, нФа/км	L, км
0,4218	0,52	1,22	4,27	11,74	7,55	10

 

Таблица 5 – Параметры трансформатора 10/0,575 кВ

Тип	Sном, МВА	Uвн, кВ	Uнн, кВ	Px, кВт	Pк, кВт	Uк, %	Iх, %
ТМ-1600/10	1,6	10	0,69	3,3	16,5	5,5	1,3

 

Таблица 6 – Параметры нагрузки

Uном, кВ	Fном, Гц	P, кВт	QL, кВАр
0,575	50	300	200

 

Таблица 7 – Параметры машины двойного питания

Sном, МВа	Uном, В	fном, Гц	Rs, о.е	Lis, о.е	R’r, о.е	L’r, о.е	Lm, о.е	H, с	p
1,5/0,9	575	50	0,00706	0,171	0,005	0,156	2,9	5,04	3
Sпреоб/Sном	Lф, о.е	Rф, о.е	Vdc, В	Cdc, мФ	Tm, о.е
0,3	0,15	0,0015	1200	10	-0.5

 

Таблица 8 – Параметры системы управления МДП

Kp_Q	Ki_Q	Kp_power	Ki_power	Kp_Igrid	Ki_Igrid	Kp_Irotor	Ki_Irotor	Kp_DC	Ki_DC
0,05	5	1	100	1	100	0,3	8	0.002	0.05

 

Верификация расчетном модели была произведена по двум режимам: нормальному режиму работы и режиму короткого замыкания.

Для верификации модели по нормальному режиму был составлен баланс мощности МДП (см. рисунок 5) при Q_S = 0 и номинальном механическом моменте. Без учета потерь в обмотках МДП, фильтрах и преобразователе:

• Вырабатываемая активная мощность МДП составляет 1,67 МВт.
• Мощность, выдаваемая в сеть – 1,11 МВт.
• Мощность, подаваемая в цепь ротора, составляет 0,56 МВт (1/3 от номинального значения мощности МДП).

 

Рис. 5 – Баланс мощности МДП в нормальном режиме работы

 

Был произведен расчет данных мощностей с помощью модели при номинальном режиме работы МДП (см. рисунок 6).

 

Рис. 6 – Активная мощность в цепях статора, ротора и выдаваемая в сеть

 

Разница между теоретическими и полученными величинами:

• по мощности в цепи статора – 0,02 МВт (1,1%);
• по мощности в цепи ротора – 0,05 МВт (8,9%);
• по мощности, выдаваемой в сеть – 0,03 МВт (2,7%).

В ходе верификации модели по режиму короткого замыкания собрана расчетная модель с параметрами МДП, взятыми из статьи [23] (см. таблицу 9), и сравнены результаты моделирования трехфазного короткого замыкания на выводах МДП (см. таблицу 10 и рисунки 7-8).

Длительность короткого замыкания 0,2 секунды. Значение сопротивления КЗ – 0,2 Ом.

 

Таблица 9 – Параметры МДП из статьи [23]

Параметр	Значение	Параметр	Значение (о.е.)
Номинальная мощность	2 МВт	Индуктивность рассеяния обмотки статора	0,15
Напряжение ротора	1975 В	Активное сопротивление статора	0,01
Напряжение статора	690 В	Активное сопротивление ротора	0,01
Частота	50 Гц	Индуктивность намагничивания	3
Взаимная индуктивность обмоток статора и ротора	4,5 о.е.	Индуктивность рассеяния обмотки ротора	0,11

 

Таблица 10 – Результаты моделирования КЗ из статьи [23]

Место КЗ	Время затухания, с	Пиковое значение тока, о.е.	Ток в установившемся режиме, о.е.	Остаточное напряжение, о.е.
На выводах МДП	1,21	5,75	0,53	0,11

 

Для верификации будем использовать значения близкого КЗ, т.е. на выводах МДП.

Рис. 7 – Ток от машины двойного питания

Рис. 8 – Напряжение в месте короткого замыкания

 

В качестве базисных значений величин принимаются значения в предшествующем режиме. Тогда кратность тока КЗ в результате моделирования составляет 6.02 о.е., а остаточное напряжение на шине КЗ – 0,13 о.е.

Разница между полученными значениями и значениями из статьи составляет:

• по току – 0,26 о.е. (4,5%);
• по остаточному напряжению – 0,01 о.е. (9,1%).

Таким образом, относительная погрешность верификации модели по двум режимам не превысила 10%.

Описание расчетных условий

Расчетная схема представлена ниже (см. рисунок 9). Время начала КЗ – 10 с, вид КЗ – трехфазное, длительность КЗ – 0,2 с, сопротивление КЗ – 0,02 Ом.

Рис. 9 – Расчетная схема

 

Было принято, что механический момент, приложенный к ротору МДП, постоянный и равен -0,5T_mnom.

Расчетный диапазон изменения реактивной мощности был принят равным 0,75 как для синхронной зоны «Континентальная Европа» (согласно таблице 1).

NGET Grid Code [24] (Англия, Шотландия, Уэльс) требует, чтобы ВЭУ вырабатывала максимальную реактивную мощность при КЗ в энергосистеме.

Были рассмотрены следующие расчетные случаи:

1. МДП не участвует в регулировании реактивной мощности и генерируемая реактивная мощность до и при КЗ равна нулю.
2. МДП до и при КЗ генерирует реактивную мощность, равную 0,75 о.е.
3. МДП до и при КЗ потребляет реактивную мощность, равную 0,75 о.е.
4. МДП до КЗ потребляет реактивную мощность, равную 0,75 о.е, а во время КЗ уставка вырабатываемой реактивная мощности возрастает со до 0,75 о.е.

Моделирование КЗ на выводах машины двойного питания, не участвующей в регулировании реактивной мощности

Уставка реактивной мощности равна нулю как до КЗ, так и после. Результаты моделирования представлены ниже (см. рисунки 10-13).

 

Рис. 10 – Графики действующих значений напряжений на шинах 575 В, 10 кВ и 110 кВ при КЗ
на выводах МДП при Q = 0

Рис. 11 – Графики активной и реактивной мощности от МДП и от сети при Q = 0

 

Рис. 12 – График действующего значения тока от МДП при Q = 0

Рис. 13 – Графики действующих значений напряжения на звене постоянного тока, тока и напряжения
статора МДП и момента, приложенного к валу МДП при Q = 0

 

Как видно из результатов моделирования, при КЗ МДП продолжает вырабатывать активную мощность, остаточное напряжение на выводах МДП – 0,5 о.е., пиковое значение напряжения на звене постоянного тока (конденсаторе) – 1610 В, тока ротора – 1,6 о.е. Максимальное значение тока от МДП – 3000 А, установившееся значение ТКЗ от МДП – 1280 А, что по отношению к предшествующему режиму составляет 4,69 о.е. и 2,0 о.е. соответственно.

Моделирование КЗ на выводах машины двойного питания, генерирующей реактивную мощность

Уставка реактивной мощности равна 0,75 о.е. как до КЗ, так и после. Результаты моделирования представлены ниже (см. рисунки 14-17).

Рис. 14 – Графики действующих значений напряжений на шинах при КЗ на выводах МДП при Q = 0,75 о.е.

Рис. 15 – Графики активной и реактивной мощности от МДП и от сети при Q = 0,75 о.е.

Рис. 16 – График действующего значения тока от МДП при Q = 0,75 о.е.

Рис. 17 – Графики действующих значений напряжения на звене постоянного тока, тока и напряжения
статора МДП и момента, приложенного к валу МДП при Q = 0,75 о.е.

 

Как видно из результатов моделирования, генерируемая активная мощность в установившемся режиме при Q = 0,75 о.е. = 1,25 МВар равна 0,42 МВт, что соответствует 0,28 номинального значения, а во время КЗ генерируемая мощность снижается до нуля.

При КЗ остаточное напряжение на выводах МДП – 0,53 о.е., максимальное значение тока от МДП – 3250 А, установившееся значение ТКЗ от МДП – 1540 А, что по отношению к предшествующему режиму составляет 2,84 о.е. и 1,26 о.е. соответственно. Пиковое напряжение на конденсаторе – 1830 В, максимальный ток в роторе – 1,9 о.е.

Моделирование КЗ на выводах машины двойного питания, потребляющей реактивную мощность

Уставка реактивной мощности равна -0,75 о.е. как до КЗ, так и после. Результаты моделирования представлены ниже (см. рисунки 18-21).

Рис. 18 – Графики действующих значений напряжений на шинах при КЗ на выводах МДП при Q=-0,75 о.е.

Рис. 19 – Графики активной и реактивной мощности от МДП и от сети при Q = -0,75 о.е.

Рис. 20 – График действующего значения тока от МДП при Q = – 0,75 о.е.

Рис. 21 – Графики действующих значений напряжения на звене постоянного тока, тока и напряжения
статора МДП и момента, приложенного к валу МДП при Q = – 0,75 о.е.

 

Как видно из результатов моделирования, генерируемая активная мощность при Q = -0,75 о.е.= -1,25 МВар равна 0,6 МВт, что соответствует 0,4 номинального значения.

При КЗ остаточное напряжение на выводах МДП – 0,46 о.е., максимальное значение тока от МДП – 2800 А, установившееся значение ТКЗ от МДП – 1750 А, что по отношению к предшествующему режиму составляет 1,86 о.е. и 1,17 о.е. соответственно. Пиковое напряжение на конденсаторе при КЗ – 1340 В, максимальный ток в роторе – 1,5 о.е.

Моделирование КЗ на выводах машины двойного питания при изменяющемся

значении реактивной мощности

Уставка реактивной мощности до КЗ и после устранения КЗ равна
– 0,75 о.е., во время КЗ уставка 0,75 о.е. То есть до и после КЗ МДП потребляет реактивную мощность, а во время КЗ вырабатывает максимально возможную реактивную мощность с целью повышения напряжения в точке примыкания ВЭУ к энергосистеме.

Результаты моделирования представлены ниже (см. рисунки 22-25).

 

Рис. 22 – Графики напряжений на шинах при КЗ на выводах МДП при Q = var

Рис. 23 – Графики активной и реактивной мощности от МДП и от сети при Q = var

Рис. 24 – График действующего значения тока от МДП при Q = var

Рис. 25 – Графики действующих значений напряжения на звене постоянного тока, тока и напряжения
статора МДП и момента, приложенного к валу МДП при Q = var

 

При КЗ остаточное напряжение на выводах МДП – 0,55 о.е., максимальное значение тока от МДП – 2650 А, установившееся значение ТКЗ от МДП ~ 1200 А, что по отношению к предшествующему режиму составляет 1,76 о.е. и ~ 0,8 о.е. соответственно. Пиковое напряжение на конденсаторе при КЗ – 1340 В, максимальный ток в роторе – 1,5 о.е. 

Обсуждение

Результаты моделирование сведены в таблицу (см. таблицу 12).

 

Таблица 13 – Результаты моделирования коротких замыканий при различной реактивной мощности МДП

Реактивная мощность от МДП	Q = 0	Q = +0,75	Q = -0,75	Q = var [-0,75;+0,75]
Вырабатываемая активная мощность до и после КЗ, о.е.	0,4	0,28	0,4	0,4
Остаточное напряжение в месте КЗ, о.е.	0,5	0,53	0,46	0,55
Действующее значение тока от МДП в предшествующем режиме, А	640	1280	1500	1500
Пиковое значение тока от МДП, о.е./А	4,69/3000	2,54/3250	1,86/2800	1,76/2650
Установ. значение тока КЗ от МДП, о.е./А	2,0/1280	1,20/1540	1,17/1750	~0,8/1200
Пиковое значение напряжения на ШПТ при КЗ, В	1610	1830	1340	1340
Пиковое значение тока ротора, о.е.	1,6	1,9	1,5	1,5

 

Как видно из результатов моделирования, при генерации реактивной мощности снижается генерируемая активная мощность МДП, так как ее часть подается в цепь ротора.

В случае возникновения КЗ в режиме, когда МДП генерирует в сеть реактивную мощность, ток КЗ максимален, что следует учитывать при выборе коммутационной аппаратуры, а также возникновение КЗ в данном режиме приводит к прерыванию выработки активной мощности во время КЗ.

В рассматриваемом случае с помощью регулирования реактивной мощности удается увеличить остаточное напряжение при КЗ на шине МДП на 10% (с 0,5 до 0,55 о.е.) а также уменьшить пиковое значение тока короткого замыкания на 11,6% (с 3000 А до 2650 А), что положительно отражается на режиме сети.

Также при регулировании реактивной мощности МДП снижается пиковое значение тока в роторе при КЗ и пиковое значение напряжения на звене постоянного тока на 6% и 16,7% соответственно, что снижает износ МДП.

Но при выборе оборудования стоит учитывать, что при потреблении и генерации реактивной мощности увеличивается ток в установившемся режиме работы. 

Заключение

В результате выполнения данного исследования была выполнена оценка влияния машин двойного питания, участвующих в регулировании реактивной мощности, на параметры коротких замыканий и по работе можно сделать следующие выводы:

• при регулировании реактивной мощности МДП следует учитывать возрастание токов в сети в установившихся режимах;
• в случае возникновения КЗ в режиме, когда МДП генерирует в сеть реактивную мощность, ток КЗ максимален, что следует учитывать при выборе коммутационной аппаратуры, а также при возникновении КЗ в данном режиме прерывается выработка активной мощности МДП;
• генерация реактивной мощности МДП при КЗ позволяет значительно снизить токи КЗ (на 11,6%), а также увеличить остаточное напряжение на шинах МДП (на 10%);
• регулирования реактивной мощности позволяет снизить износ МДП при близких КЗ путем снижения бросков тока в цепях ротора и статора, а также путем снижения перенапряжения на звене постоянного тока.

Конфликт интересов Не указан.

Conflict of Interest None declared