авторефераты диссертаций БЕСПЛАТНАЯ БИБЛИОТЕКА РОССИИ

КОНФЕРЕНЦИИ, КНИГИ, ПОСОБИЯ, НАУЧНЫЕ ИЗДАНИЯ

<< ГЛАВНАЯ
АГРОИНЖЕНЕРИЯ
АСТРОНОМИЯ
БЕЗОПАСНОСТЬ
БИОЛОГИЯ
ЗЕМЛЯ
ИНФОРМАТИКА
ИСКУССТВОВЕДЕНИЕ
ИСТОРИЯ
КУЛЬТУРОЛОГИЯ
МАШИНОСТРОЕНИЕ
МЕДИЦИНА
МЕТАЛЛУРГИЯ
МЕХАНИКА
ПЕДАГОГИКА
ПОЛИТИКА
ПРИБОРОСТРОЕНИЕ
ПРОДОВОЛЬСТВИЕ
ПСИХОЛОГИЯ
РАДИОТЕХНИКА
СЕЛЬСКОЕ ХОЗЯЙСТВО
СОЦИОЛОГИЯ
СТРОИТЕЛЬСТВО
ТЕХНИЧЕСКИЕ НАУКИ
ТРАНСПОРТ
ФАРМАЦЕВТИКА
ФИЗИКА
ФИЗИОЛОГИЯ
ФИЛОЛОГИЯ
ФИЛОСОФИЯ
ХИМИЯ
ЭКОНОМИКА
ЭЛЕКТРОТЕХНИКА
ЭНЕРГЕТИКА
ЮРИСПРУДЕНЦИЯ
ЯЗЫКОЗНАНИЕ
РАЗНОЕ
КОНТАКТЫ


Pages:     | 1 | 2 ||

«ИРКУТСКИЙ ГОСУДАРСТВЕННЫЙ УНИВЕРСИТЕТ ПУТЕЙ СООБЩЕНИЯ ИНСТИТУТ ДИНАМИКИ СИСТЕМ И ТЕОРИИ УПРАВЛЕНИЯ СО РАН БАЙКАЛЬСКИЙ НАУЧНЫЙ ЦЕНТР АКАДЕМИИ ИНЖЕНЕРНЫХ ...»

-- [ Страница 3 ] --

7. Воздействие ультразвука. Опыты показывают, что ультразвук влияет на процессы изменения толщины неподвижного пристенного слоя жидкости и это дает возможность управлять этим слоем при помощи ультразвука. Результаты работы [1] использованы для разработки техноло гии ультразвуковой пропитки лаками обмоток тяговых электродвигателей локомотивов, а также обмоток электродвигателей общепромышленного назначения. Эффективность ультразвуковой пропитки лаками обмоток электрических машин, полученных на основе результатов исследования граничного слоя в случае облитерации капилляра, подтверждена на натур ных объектах в ходе проведения лабораторных и эксплуатационных испы таний, а также практической реализацией на ремонтных заводах ОАО «РЖД» Федерального Агентства Железнодорожного Транспорта и опытом эксплуатации тяговых электродвигателей локомотивов на Забайкальской, Восточно-Сибирской и Западно-Сибирской железных дорогах.

В настоящее время ультразвуковой метод пропитки используется на Челябинском электровозоремонтном заводе, на Уссурийском локомотиво ремонтном заводе, в депо Инская, депо Карасук.

8. Использование гибкой стенки. Эффективным способом управления толщиной неподвижного пристенного слоя является придание гибкости обтекаемой стенке. В 1963 г. Гертелем Г. обнаружено, что дельфины при плавании развивают скорость значительно большую той, которую можно было бы ожидать, учитывая их геометрическую форму [3]. Это означает, что тело дельфина обладает весьма малым сопротивлением трения. В связи с этим можно предположить, что столь малое сопротивление объясняется упругостью кожи дельфина, позволяющей уменьшить до предельно малых величин толщину неподвижного пристенного слоя жидкости на теле дель фина (т. е. нет условия возникновения явления прилипания молекул жид кости к неподвижному пристенному слою жидкости из-за упругих колеба ний стенки).

9. Применение действия электрического тока. В задаче управления проницаемости фильтров можно предположить о возможности управления пристенным слоем жидкости с помощью электрического тока при исполь зовании селективных мембран из материалов, проводящих электроток [4].

Так, в работе [5] говорится о разрушении ориентированной структуры в пристенных слоях под воздействием электромагнитного поля.

10. Использование поверхностно-активных веществ. Эффект Томса – малые добавки растворимых высокополимеров в несколько раз снижают гидравлическое сопротивление [6], т. е. снижают силу адгезии твердой стенки. При этом, регулируя общее количество этих добавок, можно управлять неподвижным пристенным слоем жидкости.

Отметим, что в работе [7] указывается на возможность значительного уменьшения потери напора на трение в трубах в случае использования упомянутого эффекта. Феномен Томса был открыт в 1948 г. и заключается в том, что при добавлении к воде миллионных долей некоторых полимеров (например, полиакриламида) потери напора на трение уменьшаются в не сколько раз. При этом отклонение опытных точек для воды с добавками полиакриламида от кривой сопротивления для чистой наступает внезапно при достижении так называемого «порогового» числа Рейнольдса [7].

Пороговое значение числа Рейнольдса, при котором возникает эффект Томса, можно интерпретировать как совокупное воздействие «притираю щей» силы гидродинамического давления и сил адгезии поверхности твер дого тела. В работе [1] описаны случаи, когда при сравнительно больших значениях гидродинамического давления потока намного убыстряется процесс облитерации, нежели чем в случае с малым перепадом давления.

При этом возможно изменяется энтропийный фактор из-за изменения ори ентации молекул жидкости по направлению потока в пристенной области.

Наличие этих факторов приводит к эффектам, когда подобное описывается в технической литературе словом «внезапно», т.е. скачкообразно изменя ются некоторые параметры течения. Так, например, уменьшение коэффи циента трения в работе [8] названо эффектом Гарди (латентный период ориентации молекул жидкости при трении с течением времени). При поро говом значении числа Рейнольдса процесс ориентации микрочастиц жид кости убыстряется и приводит к тому, что латентный период чрезвычайно сокращается. Подобные процессы в [1] интерпретируются в рамках теории перколяции и критических явлений.

11. Применение различных излучений. В работе [1] сказано, что кос мические лучи влияют на процесс кавитации жидкости. В связи с этим можно предположить о возможности управления процессом изменения толщины пристенного слоя жидкости посредством применения различных видов излучений.

Заключение Предлагаемые способы управления граничным слоем жидкости могут быть использованы для развития перспективных технологий.

БИБЛИОГРАФИЧЕСКИЙ СПИСОК 1. Ванчиков В.Ц. Управление слоем трения в технологических про цессах. –Иркутск: ИрГУПС, 2007. -173 с.

2. Емцов Б.Т. Техническая гидромеханика. - М.: Машиностроение, 1978. - С.386.

3. Hertel H. Structur, form, Bewegung /Buchreiche: Biologie und Technik.

–Mainz: Krauskopf-verlag, 1963. -P. 190-195.

4. Ванчиков В.Ц, Ванчиков А.В. Электрохимические процессы в техно логии очистки сточных вод /Автоматизированные системы контроля и управления на транспорте: Сб. науч. тр. –Иркутск: ИрИИТ, 1998. -Вып. 4. С.162-166.

5. Заремба В.Г., Михневич Г.Л. О разрушении ориентированной струк туры жидкости в пристенных слоях под воздействием электромагнитного поля //Коллоид. журн. 1962. -Т. 24. -С.16.

6. Ловцов В.С., Сергеев Ю.А. Снижение гидравлического сопротивле ния гидроциклонов с помощью ПАВ /Автоматизированные системы кон троля и управления на транспорте: Сб. науч. тр. –Иркутск: ИрИИТ, 1997. С. 93-95.

7. Альтшуль А.Д., Киселев П.Г. Гидравлика и аэродинамика. -М.:

Стройиздат, 1975. -323 с.

8. Ахматов А.С. Молекулярная физика граничного трения.- М.: Физ матгиз, 1963. - 472 с.

УДК 621. Г.Г. Гоппе СРАВНЕНИЕ СОВМЕСТНЫХ ЭНЕРГЕТИЧЕСКИХ ПОТЕРЬ В ТЕХНОЛОГИЧЕСКОМ КОМПЛЕКСЕ ТУРБОМЕХАНИЗМ ТРУБОПРОВОДНАЯ МАГИСТРАЛЬ ПРИ ДВУХ СПОСОБАХ УПРАВЛЕНИЯ ЕГО ПРОИЗВОДИТЕЛЬНОСТЬЮ С использованием математических моделей процессов, происходящих в технологиче ском комплексе: турбомеханизм-трубопроводная магистраль при двух способах управ ления его производительностью рассмотрены энергетические потери в каждом из устройств и совместные энергетические потери в комплексе. На основе выражений для общего коэффициента полезного действия (КПД) комплекса показана высокая эф фективность управления производительностью с применением регулируемого привода.

Ключевые слова: турбомеханизм, трубопроводная магистраль, управление, частота вращения, энергоэффективность.

Общие положения С использованием турбомеханизмов (насосов, вентиляторов, нагнета телей, компрессоров) по трубопроводным магистралям транспортируется большой объём жидких и газовых сред. Представление о масштабности этих показателей можно получить хотя бы из того, что только электропри водом турбомеханизмов потребляется до 40% всей вырабатываемой элек троэнергии [1]. А ведь используемый привод является не только электри ческим, он может быть паро- и газотурбинным, гидравлическим и других типов.

Проблема перемещения материальных сред по трубопроводам при влекает к себе внимание по многим причинам, одной из которых является возможное энергосбережение при выборе соответствующего способа управления производительностью этих систем. Наиболее известными из них являются дросселирование – изменение гидравлического сопротивле ния магистрали – и управление изменением частоты вращения турбомеха низма. Известен также способ байпасирования (рециркуляции), но по сво им энергетическим показателям он сопоставим с дросселированием, по этому в дальнейшем сравнение энергетических затрат рассматривается для двух названных способов.

В работах [2, 3] рассмотрены энергетические потери по отдельности в таких устройствах технологической цепи как трубопроводная магистраль и турбомеханизм для двух способов регулирования производительности вниз от номинальной. Заметим, что энергетические потери имеются и в приводе турбомеханизма;

если в качестве последнего рассматривать элек тропривод, то характер потерь в нём также изменяется в зависимости от производительности и способов управления ею. Но, тем не менее, он со ставляет существенно меньшую часть от общих потерь. Поэтому цель дан ной работы состоит в оценке совместных энергетических потерь двух спо собов управления только для турбомеханизма и трубопровода. При этом предполагается, что характеристики турбомеханизма и магистрали согла сованы между собой таким образом, что работа турбомеханизма при пол ностью открытой трубопроводной арматуре соответствует оптимальному (номинальному) режиму.

Следующее предположение состоит в том, что статический напор в системе отсутствует. При таком режиме работы энергетические затраты способа дросселирования являются самыми значительными, а энергоэф фективность управления производительностью частотой вращения турбо механизма самой высокой. При наличии статического напора разница в энергетических потерях двух способов управления снижается с ростом от носительного значения статического напора. Сравнительная оценка энер гетических потерь для этого случая является предметом отдельного рас смотрения.

В настоящей работе, как и в [2, 3], при сравнении двух методов управ ления используем значения коэффициентов полезного действия (КПД) при одинаковой производительности. Для общности результатов все величины представлены в относительных единицах. В качестве базовых взяты соот ветствующие значения при номинальной производительности турбомеха низма. Ниже приводятся основные математические модели турбомеханиз ма и трубопроводной магистрали в отдельности и при их совместной рабо те при двух способах управления производительностью, для которых срав ниваются энергетические показатели.

Математические модели турбомеханизма Основные математические модели, описывающие взаимосвязь пере менных в турбомеханизме, представлены следующими уравнениями:

QH P=, (1) TM где Р – мощность, потребляемая турбомеханизмом;

Q – производитель ность (расход);

Н – давление (напор) на выходе турбомеханизма;

ТМ – КПД турбомеханизма;

(2) H = H0 k Q напорная или QH-характеристика, где Н0 – давление на выходе турбомеханизма при нулевой производитель ности;

k – постоянный коэффициент.

Если перейти к относительным единицам, взяв за базовые (единич ные) значения производительности и напора при номинальном режиме ра боты турбомеханизма, то естественная напорная характеристика турбоме ханизма, получаемая на основе соотношения (2) при номинальной частоте вращения представляется в виде [3]:

H * = 1,5 0,5 Q*2, (3) где 1,5 – относительное значение давления турбомеханизма при нулевой производительности.

TM = 1,88 TM Q* 0,88 Q*2 (4) – аналитическая функция, с помощью которой представляется график КПД турбомеханизма для метода дросселирования [3]. Здесь ТМн – значение КПД турбомеханизма для номинального режима.

При управлении производительностью методом дросселирования тур бомеханизм работает на естественной характеристике и основными урав нениями для оценки энергозатрат при соответствующей производительно сти являются соотношения (1, 3, 4).

Управление производительностью изменением частоты вращения связано с переходом турбомеханизма на искусственные напорные характе ристики.

Соотношение (3) при скоростях вращения, отличных от номинальной, преобразуется к виду:

H * = 1,5* k Q*2, (5) где * – относительная скорость вращения.

Что касается КПД, то если турбомеханизм на естественной характери стике имел номинальную производительность, то при переходе на искус ственные характеристики значение КПД сохраняется неизменным (ТМ=ТМн). Отсюда следует, что для турбомеханизма энергоэффективность рассматриваемых способов управления может быть оценена сравнением величин КПД.

TM = var TM = =. (6) TM 1,88 TM Q* 0,88 TM Q*2 (1,88 0,88Q* )Q* При номинальной производительности (работе на естественной на порной характеристике) величины КПД двух способов управления одина ковы и равны – ТМн, а результат в (6) равен единице. При снижении произ водительности КПД метода дросселирования снижается и отношение в (6) растёт. Так, например, уже при Q*=0,5 оно равно 1,39, то есть во столько раз КПД метода дросселирования уменьшился по сравнению с управлени ем производительностью частотой вращения.

Математические модели трубопроводной магистрали Математической моделью трубопровода, отображающей особенности двух способов управления производительностью, также является напорная характеристика. В соответствии с [2, 3, 4] она представляется как:

Q L H = 1 + + + ( ), (7) 2 g S yc D L где – коэффициент трения потока транспортируемой среды о стенки D трубопровода;

с – сумма коэффициентов трения, вызванных изгибами трубопровода, местными сужениями и т.д.;

( ) – коэффициент трения, вызванный положением регулирующего органа трубопроводной арматуры.

– относительное положение затвора трубопроводной арматуры, ( 0 1 ).

Для линейной регулировочной характеристики арматуры, когда жид костью является вода, значение коэффициента ( ) равно:

20 gS yc ( ) =, (8) (Q yc y ) где g – ускорение силы тяжести;

Qyc – условная пропускная способность трубопроводной арматуры.

Из рассмотрения (7) с учётом (8) видно 2 способа управления произ водительностью электропривода:

изменением ( ) или перемещением затвора арматуры – метод дрос селирования;

изменением внешнего давления Н при полностью открытой трубо проводной арматуре (а(1)=min). Зависимость (7) при = 1 (а(1)=min) называется естественной напорной характеристикой магистрали, а при 0 1 – искусственной.

Искусственных напорных характеристик существует множество, по скольку в диапазоне от 0 до 1 может иметь большое число значений.

Легко показать, что соотношение (7) можно привести к виду:

H = H V + H + H + H a, (9) где НV – часть внешнего давления, идущего на сообщение потоку скоро стного напора;

Нтр – часть давления, затрачиваемого на преодоление тре ния о стенки трубопровода;

Нс – часть давления, затрачиваемого на пре одоление поворотов, сужений;

На – часть давления, затрачиваемого на преодоление трения в трубопроводной арматуре.

При управлении производительностью вниз от номинальной методом дросселирования основные изменения претерпевает составляющая На.

Она может изменяться в пределах H a min H a H, где Наmin соответству ет полностью открытой арматуре, а На=Н – полностью закрытой, когда всё внешнее давление приложено к арматуре.

При управлении производительностью изменением давления предпо лагается, что последнее достигается изменением частоты вращения турбо механизма. При изменении левой части соотношения (9), пропорциональ но изменяются все слагаемые правой части. Полезной составляющей здесь является только НV, а все остальные – это потери. Поэтому КПД магист рали представляется как:

H V H V = =.

H V + H + H C + H H Считая, что производительность магистрали (при полностью откры той задвижке) при номинальном давлении турбомеханизма соответствует номинальной производительности турбомеханизма, в полученном выра жении для КПД магистрали можно перейти к относительным единицам, и тогда:

H V * H V * = =. (10) H V * + H * + H C* + H H* Каждую из составляющих в (10) в относительных единицах можно представить как произведение некоторого коэффициента на квадрат отно сительной производительности. В частности:

H V * = kV Q*2 ;

H * = k Q*2.

В последнем соотношении, если напорная характеристика магистрали соответствует естественной, то её можно записать как:

H * = k Q*2 = Q*2, (11) где kме=1, а в абсолютных цифрах L k = 1 + + + ( = 1).

2 g S D Относительное значение kме=1 соответствует минимальному коэффи циенту магистрали в абсолютных единицах, поскольку ( = 1) = min. На искусственных характеристиках магистрали 1 и ( ) возрастает с уменьшением производительности. Поэтому для искусственных напорных характеристик имеем:

H * = k Q*2, (12) где kмkме.

Тогда соотношение (10) предстанет как:

kV Q*2 kV = =. (13) k Q*2 k Величину kм можно определить из заданной искусственной напорной характеристики по соотношению (12). Тогда (13) окончательно запишется как:

k = V Q*2. (14) H* Из (13) следует, что для естественной напорной характеристики маги страли, где kм=kме=1, тр=kVм=трн. Покажем, что этот же результат можно получить из (14). В самом деле, для естественной характеристики следует H * = Q*2. Подстановка в (14) даёт тр=kVм=трн. Другой результат будет для искусственной характеристики. Предположим, что искусственная напор ная характеристика при одинаковом, по сравнению с естественной, давле нии обеспечивает только Q* = 0,5Qe2*. Тогда:

k k = V 0,25 = V.

1 Отсюда видно, что КПД магистрали при работе на данной искусст венной характеристике уменьшился в 4 раза по сравнению с КПД на есте ственной характеристике.

Совместные характеристики турбомеханизма и магистрали для двух способов управления производительностью Под термином “совместные характеристики” подразумевается то, что при работе турбомеханизма на трубопроводную магистраль ряд перемен ных процесса для рассматриваемых устройств являются общими. В част ности, давление на выходе турбомеханизма – это входное воздействие для трубопровода, производительность (расход) для обоих устройств одинако ва. Это определяется тем, что точка пересечения напорных характеристик как раз и определяет названные показатели. Система уравнений для этого режима имеет вид:

H * = 1,5* k Q*2, H * = k Q*2, где первое уравнение – это напорная характеристика турбомеханизма в от носительных единицах, при *=1 оно описывает естественную напорную характеристику при * 0 – искусственные;

второе уравнение – математи ческая модель магистрали, при kм=kме=1 – это естественная напорная ха рактеристика, при kм1 – искусственная.

При сравнении энергетических затрат двух способов управления про изводительностью полное представление об энергоэффективности даёт сравнение величин КПД. Подобно тому, как сравнивались значения КПД для отдельных устройств, будем сравнивать величины КПД для комплекса из двух устройств. Введём понятие общего КПД для каждого способа управления:

общ др=ТМ др*тр др, общ =var=ТМ =var*тр =var.

Подставляя в данные уравнения полученные ранее выражения для КПД отдельных устройств, имеем:

]H [ = 1,88TM Q* 0,88TM Q*2 Q*2, (15) * общ =var=ТМ =var*трн. (16) Для оценки показателей энергосбережения при управлении производи тельностью частотой вращения по сравнению с методом дросселирования введём понятие коэффициента энергоэффективности КЭЭ, равного отноше нию КПД двух методов управления:

TM = var H* K = = =. (17) TM 3 (1,88 0,88Q* )Q* [1,88 0,88Q* ] Q* H* Если вместо Н* подставить его значение из (3), то окончательно:

1,5 0,5 Q* K =. (18) (1,88 0,88Q* )Q* Для представления о величине КЭЭ составлена таблица.

1 0,9 0,8 0,7 0,6 0,5 0,4 0,3 0,2 0, Q* 1 1,38 1,96 2,89 4,52 7,64 14,52 33,34 217 КЭЭ Из её данных отчётливо видна высокая энергозатратность управления производительностью потоков среды по трубопроводным магистралям ме тодом дросселирования.

Величина коэффициента КЭЭ при соответствующей относительной производительности характеризует не только энергоэффективность управ ления турбомеханизмом частотой вращения, но и показывает, во сколько раз по сравнению с номинальным режимом, ухудшается КПД при методе дросселирования. Это обстоятельство диктует условия для использования последнего способа управления. Его возможно применять при достаточно малом диапазоне изменения производительности вниз от номинальной – максимум (5-10)% потому что уже при 20% общий КПД снижается почти в 2 раза. Следующий вывод касается энергоэффективности при номинальной производительности – для того чтобы она была наибольшей необходимо согласовать характеристики турбомеханизма и магистрали таким образом, чтобы КПД турбомеханизма был максимальным. И последнее – для того, чтобы сохранить энергоэффективность управления производительностью изменением частоты вращения при достаточно широком диапазоне её из менения, необходимо выбрать такой привод, в частности электропривод, у которого КПД является достаточно высоким и остающимся таким во всём диапазоне изменения скорости вращения.

БИБЛИОГРАФИЧЕСКИЙ СПИСОК 1. Ильинский Н.Ф. Энергосбережение в центробежных машинах средствами электропривода //Вестник МЭИ, 1995. – №1. – С. 53-62.

2. Гоппе Г.Г. Снижение энергетических потерь в трубопроводных магистралях при транспортировании жидкостей и газов //Энергосбережение и водоподготовка, 2008. –№1. – С. 68-78.

3. Гоппе Г.Г. Математические модели систем регулирования жидкостей и газов в трубопроводах при использовании для управления ресурсов электропривода. /Отчёт по гранту Минобразования РФ. Гос.

регистр. ВНТИЦ №02.200.108420.2001, 61с.

4. Гуревич Д.Ф. Расчёт и конструирование трубопроводной арма туры. – Л.: Машиностроение, 1969. – 887 с.

ИрГТУ, кафедра элетропривода и электрического транспорта Гоппе Гарри Генрихович, к.т.н., доцент, профессор кафедры ЭЭТ.

Раб. тел.: (8-3952) 40-51- e-mail: elprivod@istu.edu А.Н. Дойников, О.К. Крумин ВЛИЯНИЕ СХЕМНО-РЕЖИМНЫХ ПАРАМЕТРОВ НА СТРУКТУРНУЮ УСТОЙЧИВОСТЬ ЭНЕРГОСИСТЕМЫ На данном этапе развития энергосистем, когда сильное регулирова ние становится преобладающим, существенное значение приобретает за дача практической координации настроек автоматических регуляторов возбуждения сильного действия (АРВ-СД), на которые возложены функ ции обеспечения колебательной статической устойчивости электроэнерге тической системы (ЭЭС) за счёт реализации сильного (пропорционально дифференциального) закона регулирования. В то же время, при необосно ванной настройке каналов стабилизации указанные автоматические сред ства регулирования могут являться причиной самораскачивания.

Существующее многообразие схемно-режимных ситуаций ЭЭС, их возможное утяжеление в условиях перехода к рыночным отношениям в сфере производства и распределения электроэнергии, растущая протяжён ность энергосистем приводят в ряде случаев к условиям работы с сущест венным различием пределов по передаваемой мощности и по колебатель ной устойчивости, для которых чётко не определена концепция выбора на строек АРВ. Для повышения надежности и устойчивого функционирова ния ЭЭС в таких ситуациях существует два пути. Первый путь усиление внешних сетей, но в условиях такого жесткого дефицита инвестиций это трудно осуществимо. Второй применение различных адаптивных систем управления, которые могут обеспечить приемлемый вариант работы путём нахождения эксклюзивных настроек АРВ-СД для конкретной схемно режимной ситуации. Этот путь намного дешевле. С указанных позиций вопросы разработки и создания методов и алгоритмов адаптивного управ ления, в которых математические модели многосвязных ЭЭС строятся на основе оперативно полученной экспериментальной информации, являются актуальными.

Исследованию схемно-режимных свойств, не наблюдающихся в сис темах простой структуры, уделяется в последние десятилетия пристальное внимание [1]. Эти свойства выражаются в низкочастотных общесистемных колебаниях (НОК) режимных параметров, вызванных противофазным движением групп генераторов, состоящих из 2-3 машин. Повышение уров ня демпфирования этих колебаний с помощью традиционных автоматиче ских средств регулирования представляет сложную задачу. Из-за сложно стей, вызванных обеспечением демпфирования НОК, часто требуется вво дить режимные ограничения, которые существенно уменьшают межсис темные перетоки мощности.

Проанализируем эти положения на примере тестовой схемы инсти тута Энергосетьпроект (ЭСП) (рис. 1) [2], которая представляет собой пер спективную схему развития одного из крупных протяженных энергообъе динений бывшего СССР при планируемом вводе в эксплуатацию межсис темной ЛЭП 1150 кВ. Необходимость увеличения мощности для иссле дуемого режима в узлах 812, 917 и 918 вызвана отключением в них сба лансированных источников, расположенных на ЛЭП 500 кВ вдоль Транс сибирской железной дороги.

12 Р12= А 1150 кВ Воздушные линии: 500кВ -478. -2268. 819 826 902 920 705 Р4= 818 907 2 -422. 906 Р706=161. 3 А 1 10 Р11= Рис. 1. Тестовая схема института Энергосетьпроект Для доказательства целесообразности адаптивного регулирования настроек АРВ необходимо оценить влияние схемно-режимных параметров на устойчивость приведённой схемы. За исходный тезис принято утвер ждение, что правильно спроектированная энергосистема является струк турно устойчивой и при снижении мощности от предельно передаваемой на 20% и более становится колебательно устойчивой при стандартных зна чениях коэффициентов усиления каналов стабилизации K 0 и 1 АРВ-СД (табл. 1) [1]. Для обоснования эффективности перехода к адаптивным принципам регулирования возбуждения генераторов в многосвязной ЭЭС в условиях изменения её режимов и структуры были проведены следую щие эксперименты:


- исследование исходного режима при стандартных значениях коэф фициентов усиления каналов стабилизации K 0, K1 АРВ-СД (табл. 1);

- усиление связи между ЛЭП разного класса (установка дополни тельных переключательных пунктов в узлах 812 и 903, соединение узлов 760 и 920, усиление связи между узлами 810 и 500, обозначено пунктирной линией на рис. 1);

- установка особого набора коэффициентов усиления АРВ-СД.

В таблице 1 приведены номинальная и установленная мощности ка ждого эквивалентного генератора.

Рассмотрим вначале тенденции, характеризующие траектории рас положения корней системы на комплексной плоскости при последователь ной разгрузке режима. При этом будем предполагать, что настройки по всем каналам АРВ-СД имеют общепринятые значения для большинства нормальных режимов ЭЭС и выставлены внутри стандартного диапазона (табл. 1).

Таблица Номинальные и установленные параметры генераторов с АРВ-СД Ku, Ku’, Kif’, K0, K1, № Uн.ген, Рном., Руст., Tj, ген. кВ МВт МВт с евхх дел дел дел дел 4 500 2400 2400 6,70 20 5,0 5,0 2,0 5, 5 500 500 500 5,60 20 5,0 5,0 2,0 5, 6 500 3000 3000 5,60 20 5,0 5,0 2,0 5, 7 500 500 500 5,60 20 5,0 5,0 2,0 5, 8 500 1200 1200 6,40 20 5,0 5,0 2,0 5, 9 220 1200 1000 6,40 20 5,0 5,0 2,0 5, 10 220 1000 1000 5,60 20 5,0 5,0 2,0 5, 11 500 4480 4480 10,0 20 5,0 5,0 5,0 5, 12 500 5250 1800 8,20 20 5,0 5,0 2,0 5, 706 220 1619 1619 7,50 50 5,0 5,0 2,0 5, Предел передаваемой мощности составил по сечению А-А (рис. 1) – Pсеч.А-А= 4476,4МВт (табл. 2) и был найден относительно самого электри чески удаленного от приемной части ЭЭС гидрогенератора Г11. При этом максимальная загрузка Г11 приняла значение PГ11max=5500МВт. Разбалан сирование режима произошло в узле 812, перегруженной оказалась связь по ЛЭП 500 кВ между узлами 917 и 918. Максимальный электрический угол (90 град.) установился по связи между узлами Г11 и 812. Разгрузка осуществлялась снижением генерирующей мощности гидрогенератора Г11.

В таблицу 2 сведены результаты основных шагов по разгрузке режи ма и соответствующие каждому шагу доминирующие значения собствен ных частот и коэффициентов затухания.

Расчёт режимов и доминирующих собственных значений характеристиче ской матрицы выполнялся с использованием совместимых программных комплексов “Мустанг.95” и “Поиск” [3]. Значение коэффициента запаса по передаваемой мощности., характеризующее изменение перетока мощ ности, определяется выражением P.

P. =. max 100 %,.

(1) где. max значение перетока мощности по сечению А-А, соот ветствующее пределу по передаваемой мощности энергосистемы, МВт;

P. значение перетока мощности по сечению А-А, МВт;

P. = P918917 + P914903 + P905906.

(2) Таблица Результаты основных шагов по разгрузке режима PГ11, Рсеч.А-А, Кзап, Собственное Собственные числа № МВт МВт % число НОК локальных колебаний,17716E-01 ±j,,74380 ±j, 1 5000 4476,4 0, -,68533 ±j, -,22493 ±j,,90205 ±j, 2 4900 4416,4 1, -,54468 ±j, Продолжение таблицы -,41594 ±j,,68409 ±j, 3 4800 4336,9 3, -,61112 ±j, -,23990 ±j,,45379 ±j, 4 4100 3731,0 20, -,75773 ±j, -,91211E-01 ±j,,40773 ±j, 5 3900 3550,4 26, -,79607 ±j, -,40467 ±j,,26588 ±j, 6 3800 3459,2 29, -,74568 ±j, -,28662 ±j, 7 3200 2902,3 54,2 -,23129E-01 ±j, -,64103 ±j 2, Из таблицы 2 следует, что энергосистема в рассматриваемом случае дос тигает своего предела по колебательной устойчивости при большом значении запаса по пределу передаваемой мощности (табл. 2, строка 7). Только при. = 54% стандартными настройками (табл. 1) обеспечивается демпфирование НОК. Это может быть объяснено особенностями режима, связанными с непол ной загрузкой линии 1150 кВ и достижением предела по ЛЭП 500 кВ. Возникно вение подобной схемно-режимной ситуации возможно и в реальных энергосис темах, что и приводит к необходимости анализа возможности и условий дости жения структурной устойчивости ЭЭС.

Перейдём ко второму пункту программы исследований. Напомним, что в нём рассматривалось влияние усиления межсистемных связей на устойчивость ЭЭС. Для более жесткой связи между ЛЭП 500 кВ и 1150 кВ были введены до полнительные переключательные пункты 951 и 952 в узлах 812 и 903, по кото рым “не сходился“ исследуемый режим, и соединены узлы 760 и 920 (обозначе но пунктирной линией на рис. 1). Кроме того, была усилена связь между узлами 819 и 500 путём введения дополнительных параллельных линий электропереда чи. Перечисленные организационно-технические мероприятия не привели энер госистему к состоянию структурной устойчивости. Задача усиления межсистем ных связей энергобъединения является неоднозначной, ее решение требует раз работки соответствующего математического аппарата. Поэтому вопрос о том, какие именно структурные изменения схемы приведут к усилению её межсис темных связей, а, следовательно, и к структурной устойчивости ЭЭС, является предметом дальнейших исследований.


Выведем из структуры тестовой схемы дополнительные переключатель ные пункты 951 и 952, вернув схему к первоначальной структуре (рис. 1). Как уже отмечалось, задача усиления межсистемных связей ЭЭС в условиях жестко го дефицита инвестиций представляется трудно реализуемой. Примем особые значения коэффициентов усиления каналов стабилизации АРВ сильного дейст вия K 0, K1, которые приведены в таблице 3 (набор*).

Таблица Значения изменённых настроечных параметров АРВ-СД (набор*) Генератор 4 5 6 7 8 9 10 11 12 5,0 3,0 9,0 8,0 5,0 1,0 9,0 10 8,0 1, K0, дел 5,0 5,0 4,5 4,0 1,0 1,0 6,0 10 1,5 0, K1, дел Предел по передаваемой мощности P11max для исследуемой схемно режимной ситуации равен PГ11max=4700МВт (табл. 4), разбалансирование режима снова произошло в узле 812. В таблицу 4 сведены результаты ос новных шагов при последовательной разгрузке режима и соответствующие каждому шагу доминирующие собственные значения характеристической матрицы коэффициентов линеаризованных дифференциальных уравнений с учетом уравнений каналов АРВ-СД.

Таблица Результаты основных шагов по разгрузке режима PГ11, P918-917, Р914-903, Р905-906, Рсеч.А-А, Кзап, Собственные числа № МВт МВт МВт МВт МВт % локальных колебаний,74693 ±j, 1 4700 625,7 3051,4 559,5 4236,6 0, -,37853 ±j, -,11621 ±j, 2 4500 597,4 2952,9 531,7 4082,0 3, -,27675 ±j, -,27209E-01 ±j, 3 4480 594,6 2941,3 529,1 4065,0 4, -,27496 ±j, -,21068 ±j, 4 4250 563 2801,6 499,8 3864,4 9, -,32529 ±j 1, -,33276E-01 ±j, 5 4200 556,3 2770,2 493,6 3820,1 10, -,16903 ±j 1, -,19390 ±j, 6 4100 541,3 2706,4 481,3 3729,0 13, -,28419 ±j, -,16996E-01 ±j, 7 4000 530,0 2641,7 469,2 3640,9 16, -,29936 ±j,,10479 ±j, 8 3600 479,3 2374,5 421,4 3275,2 29, -,26782 ±j, -,54980E-01 ±j, 9 3532 470,7 2328,4 413,3 3212,4 31, -,17661 ±j 1, -,24631 ±j, 10 3400 454,4 2237,8 397,7 3089,9 37, -,27465 ±j, -,46450E-02 ±j 1, 11 3315 444,1 2178,6 387,8 3010,5 40, -,28475 ±j, -,69861E-01 ±j, 12 3200 430,5 2097,6 374,5 2902,6 46, -,13919 ±j 1,,14225 ±j 1, 13 3100 419,0 2026,2 363,1 2808,3 50, -,14813 ±j, -,43963E-01 ±j 1, 14 3143 423,9 2057,0 368,0 2848,9 48, -,22963 ±j, -,14770E-01 ±j, 15 2901 397,6 1880,9 340,9 2619,4 61, -,19512 ±j 1, -,40831E-01 ±j, 16 2800 388,0 1804,9 330,1 2523,0 67, -,28404 ±j 1, -,18865 ±j, 17 2600 377,4 1637,1 311,9 2326,4 82, -,32461 ±j, Из результатов таблицы 4 следует, что режим энергосистемы для че тырёх случаев (РГ11= 3600 МВт, РГ11= 3300 МВт, РГ11= 3100 МВт, РГ11= 2700 МВт) является неустойчивым ( m 0 ), что указывает на невозмож ность обеспечения колебательной устойчивости системы единым вектором настроек АРВ. Для большинства же значений P11 режим является устой чивым, вещественная часть доминирующих корней меньше нуля ( m 0 ).

В то же время для некоторых шагов последовательной разгрузки иссле дуемого режима (РГ11= 4480 МВт, РГ11= 4200 МВт, РГ11= 4000 МВт, РГ11= 3315 МВт, РГ11= 3143 МВт, РГ11= 2901 МВт, РГ11= 2800 МВт) степень ус тойчивости располагается в опасной близости к границе устойчивости ( m 0.04 ). В этом случае базовые настройки АРВ сильного действия (набор*) не обеспечивают удовлетворительный уровень стабилизации ма ловозмущённых системных колебаний, любое возмущение может привести к потере устойчивости, энергосистема находится в состоянии “схемно режимной комы”. В этих условиях невозможно прогнозировать дальней шее поведение системы, хотя формально режим является устойчивым ( m 0 ). Для предотвращения подобных ситуаций необходима корректи ровка коэффициентов усиления K 0, K1 некоторых АРВ-СД относительно исходных значений с целью повышения запасов устойчивости.

С помощью графической интерпретации результатов таблицы можно дополнить выявленные закономерности передвижения веществен ной части доминирующих корней по комплексной плоскости при последо вательной разгрузке режима (рис. 2). Достижение вещественной частью области m 0.04 (обозначено пунктирной линией на рис. 2), наряду с резким повышением чувствительности m к изменению режима, является основанием для перенастройки исходных уставок АРВ-СД.

Рис. 2. Изменение значения степени устойчивости m при последовательной разгрузке режима Последняя схемно-режимная ситуация, характеризующаяся исход ной структурой тестовой схемы Энергосетьпроект и особым вектором ко эффициентов усиления каналов стабилизации АРВ-СД K 0, K1 - набор*, будет являться базовой для последующих исследований, поскольку для неё необходима корректировка коэффициентов усиления АРВ-СД относитель но значений набора* для некоторых схемно-режимных условий с целью повышения и обеспечения колебательной устойчивости энергообъедине ния.

Проведём имитацию натурного эксперимента по адаптации настроек АРВ-СД нескольких станций при последовательной разгрузке исходного режима для обеспечения устойчивости энергосистемы.

Разгрузка режима проводилось с шагом РГ11100МВт. На каждом шаге осуществлялась проверка устойчивости системы путем расчёта доминирующих собствен ных значений характеристической матрицы с помощью эталонного про граммного обеспечения “Поиск” [3]. При необходимости (эти шаги приве дены в таблице) проводилась ручная корректировка настроечных парамет ров АРВ с помощью программного комплекса “Мустанг.95” [3]. В процес се пошагового выбора вектора настроек была принята базовая комбинация уставок - набор*, к которой осуществлялось постоянное возвращение, если она обеспечивала устойчивость текущего режима. В противном случае вы полнялась корректировка коэффициентов из соображений обеспечения ус тойчивости минимальными приращениями настроек четырёх регуляторов от базового варианта. Тогда процесс адаптации при утяжелении можно рассматривать как процесс выбора для зон потери устойчивости особых настроек, несколько отличных от базовых.

Покажем существование последовательности векторов настроечных параметров АРВ, увеличивающих запас колебательной устойчивости тес товой энергосистемы. В таблицу 5 сведены результаты ручной подстройки коэффициентов усиления АРВ K 0 и K1 для двух схемно-режимных си туаций при последовательной разгрузке режима. При этом остальные ко эффициенты не варьировались и имели значения в соответствии с табл. 6.

Таблица Последовательность ручной корректировки коэффициентов АРВ при разгрузке режима PГ11, Г Г Г Г Доминир. собст КАРВ Г4 Г5 Г6 Г7 Г8 Г МВт 10 11 12 706 вен. числа -,11621 ±j, 5 3 9 8 5 1 9 10 8 K -,27675 ±j, И С Х О Д Н А Я Н А С Т Р О Й К А -,0272091 ±j, 4480 5 5 4,5 4 1 1 6 10 1,5 K1 -,27496 ±j, 6,5 3 9 8 7,5 1 10 10 10 3, K -,099918 ±j, Н А Й Д Е Н Н А Я -,51050 ±j, Н А С Т Р О Й К А 6,5 5 4,5 4 3,5 1 8,5 10 4,0 2, K -,21068 ±j, 5 3 9 8 5 1 9 10 8 K -,32529 ±j 1, И С Х О Д Н А Я Н А С Т Р О Й К А -,033276 ±j, 4200 5 5 4,5 4 1 1 6 10 1,5 K1 -,16903 ±j 1, 6,5 4,5 10 8 5 1 9 10 7,0 2, K -,11805 ±j, Н А Й Д Е Н Н А Я -,33264 ±j, Н А С Т Р О Й К А 6,5 6,5 6,0 4 1 1 6 10 0,5 1, K 5 3 9 8 5 1 9 10 8 K -,19390 ±j, И С Х О Д Н А Я -,28419 ±j, Н А С Т Р О Й К А 5 5 4,5 4 1 1 6 10 1,5 K Из результатов таблицы 5 следует, что корректировка настроечных пара метров АРВ-СД в сторону уменьшения степени устойчивости m для не которых схемно-режимных ситуаций позволяет увеличить запасы колеба тельной устойчивости ЭЭС при минимальном изменении коэффициентов усиления каналов стабилизации. Значения коэффициентов K o, K1 вы бранных регуляторов изменялись на 0,5 ус. ед. за одну итерацию.

Таблица ' ' Зафиксированные значения K и K в процессе адаптации if u Коэфф. Г4 Г5 Г6 Г7 Г8 Г9 Г10 Г11 Г12 Г ' 10 10 10 10 10 10 10 10 10 Ku ' Kif 1,0 4,0 3,0 4,0 0,0 10,0 0,0 0,0 10,0 0, В выполненном эксперименте производился расчёт собственных чи сел характеристической матрицы, для чего была необходима модель энер госистемы в виде дифференциальных уравнений. В реальных условиях пе рейти от экспериментальных зависимостей к дифференциальным уравне ниям, адекватно описывающим состояние системы, достаточно сложно.

Поэтому в качестве эквивалентных моделей ЭЭС предлагается использо вать частотные характеристики (ЧХ), полученные на основе обработки данных эксперимента.

На основании материала, изложенного в статье, можно сделать сле дующие выводы:

1. Существующее многообразие схемно-режимных ситуаций, опре деляющих условия устойчивости системы, часто приводит к невозможно сти обеспечения колебательной статической устойчивости ЭЭС неизме няемыми традиционными настройками АРВ-СД;

2. Основным фактором, влияющим на структурную устойчивость ЭЭС, является неравномерность загрузки ЛЭП разного класса;

3. Повышение стабилизирующих свойств системы “в пограничном слое”, характеризующемся величиной степени устойчивости m 0.04, является сложной задачей, требующей использования специальных проце дур координации настроек АРВ-СД одновременно нескольких параллельно работающих станций;

4. Для целей обеспечения приемлемых демпферных свойств энерго системы в условиях разнообразия её режимов и изменения структуры це лесообразен переход к адаптивным принципам регулирования возбужде ния, использующим модели, формируемые на базе экспериментальных данных.

Литература:

1. Рагозин А.А. Обобщенный анализ динамических свойств энерго объединений на основе структурного подхода / Автореф. дисс. докт. техн.

наук. – С-Пб., 1998;

2. Дойников А.Н., Крумин О.К. Исследование эффективности на стройки АРВ-СД крупных электростанций при различных запасах по пере даваемой мощности // Братская ГЭС. 40 лет эффективной эксплуатации.

Опыт и перспективы: Сб. материалов научно-практической конференции Братской ГЭС. Братск, 2001. – с. 194-200;

3. Maslennikov V.A. and Ustinov S.M., “Method and Software for Coordinated Tuning of Power System Regulators”, IEEE Trans. On Power Systems, vol. 12, no. 4, November 1997, pp. 1419-1424.



Pages:     | 1 | 2 ||
 





 
© 2013 www.libed.ru - «Бесплатная библиотека научно-практических конференций»

Материалы этого сайта размещены для ознакомления, все права принадлежат их авторам.
Если Вы не согласны с тем, что Ваш материал размещён на этом сайте, пожалуйста, напишите нам, мы в течении 1-2 рабочих дней удалим его.