Размещено на http://www.allbest.ru/

НАЦІОНАЛЬНИЙ ТЕХНІЧНИЙ УНІВЕРСИТЕТ

«ХАРКІВСЬКИЙ ПОЛІТЕХНІЧНИЙ ІНСТИТУТ»

Автореферат дисертації на здобуття наукового ступеня

доктора технічних наук

Спеціальність 05.09.12 - напівпровідникові перетворювачі електроенергії

напівпровідникові компенсатори неактивних складових повної потужності

Домнін Ігор Феліксович

Харків - 2008

ЗАГАЛЬНА ХАРАКТЕРИСТИКА РОБОТИ

Актуальність теми. Завдання розробки нових ефективних підходів до керування якістю електроенергії в процесі її генерації, перетворення і споживання вирішуються на різних рівнях - від компаній, що постачають електроенергію, до конкретного споживача. Відсутність контролю за якістю електроенергії і відповідності її встановленим нормам призводить до неможливості нормального функціонування багатьох споживачів електроенергії, зокрема радіоелектронних пристроїв, обчислювальної техніки, електронної медичної апаратури. На сьогоднішній день в Україні майже відсутній контроль за якістю електроенергії та не виконуються заходи, спрямовані на підвищення якості до рівня встановлених норм. У країнах Західної Європи, США, Канаді та інших розвинених країнах, при значно кращій ситуації з якістю електроенергії, рішенню цієї проблеми, проте, приділяється значна увага.

Вирішенню задач поліпшення якості електроенергії мережі живлення присвячені роботи відомих вчених Буткевича О.Ф., Волкова І.В., Денисова О.І., Долбні В.Т., Жаркіна А.Ф., Жежеленко І.В., Жемерова Г.Г., Жуйкова В.Я., Кириленка О.В., Ковальова Ф.І., Кузнецова В.Г., Липківського К.О., Півняка Г.Г., Резцова В.Ф., Розанова Ю.К., Сокола Є.І., Стахіва П.Г., Стогнія Б.С., Федія В.С., Харитонова С.О., Чиженко І.М., Шидловського А.К., Щербака Я.В., Щерби А.А., Юрченко М.М., у яких сформульовані основні принципи і підходи до рішення проблеми якості електроенергії мережі живлення. Разом з тим, як правило, проблема якості вирішувалася для конкретного джерела спотворень із застосуванням спеціалізованих пристроїв. Створення багатофункціональних фільтрокомпенсуючих пристроїв дозволяє реалізувати комплексний підхід до рішення проблеми підвищення якості електроенергії мережі живлення і відповідності її стандартам. Методи і структури силових пристроїв, що розробляються за рубежем і в Україні, принципово вирішують ідею багатофункціональності. Однак рішення всього комплексу проблем одним силовим блоком призводить до погіршення енергетичних параметрів таких пристроїв і створює додаткові складнощі при їх технічній реалізації. Перспективним напрямком є розробка силової схеми, що виконана за m-канальною структурою і розподілом функцій контролю за величиною окремих параметрів мережі живлення і їх корекцій по окремих каналах. Створення подібних силових схем спричиняє необхідність аналізу їх статичних і динамічних характеристик, розробки методів розрахунку параметрів якості електроенергії в реальному режимі часу, розробки структур систем керування й регулювання і алгоритмів функціонування мікропроцесорних систем.

Таким чином, актуальним є завдання створення ефективних з точки зору енергетичних показників і функціональних можливостей силових схем, алгоритмів керування ними, аналіз показників якості електроенергії в

мережах з багатофункціональними пристроями з використанням математичних і фізичних моделей, розробка критеріїв вибору параметрів силових схем і систем керування й регулювання, вирішенню якого присвячена дисертаційна робота.

Зв'язок роботи з науковими програмами й планами, темами. Дисертаційна робота виконана на кафедрі промислової та біомедичної електроніки НТУ «ХПІ» відповідно до програми Міністерства освіти і науки України, напрямок 04 «Екологічно чиста енергетика і ресурсозберігаючі технології». Здобувач був відповідальним виконавцем НДР МОН України: «Розробка теоретичних основ і дослідження компенсованих керованих випрямлячів» (№ДР 0103U001542), «Поліпшення електромагнітної сумісності напівпровідникових перетворювачів електроенергії засобами мікропроцесорного керування» (№ДР 0198U005686), «Розробка й дослідження методів підвищення швидкодії мікропроцесорних контролерів для систем керування напівпровідниковими перетворювачами» (№ДР 0194U044250), спільного українсько-польського проекту «Розробка й дослідження активних енергетичних фільтрів для поліпшення якості електричної енергії» (№ДР 0101U005264), госпдоговірної НДР «Пряме мікропроцесорне керування випрямлячем за обчислювальним прогнозом» (АТ «Елтехком, м. Харків). Як науковий керівник здобувач очолював виконання госпдоговірної НДР «Перетворювач постійної напруги в змінну» (ХДПЗ ім. Т.Г. Шевченко, м. Харків).

Мета і завдання дослідження. Метою дисертаційної роботи є розробка теоретичних положень створення енергоефективного перетворювача для компенсації неактивних складових повної потужності і пристроїв керування ним на основі сучасних теорій потужності, за принципом двоканальної структури силової схеми, системи керування цифрового типу, що реалізує ідеї керування за прогнозом.

ОСНОВНИЙ ЗМІСТ РОБОТИ

У вступі обґрунтовані актуальність і доцільність виконаної роботи, сформульовані мета і завдання наукового дослідження, наведені дані про зв'язок роботи з науковими програмами, викладена наукова новизна, практичне значення і реалізація результатів дисертації, наведені дані про їх апробацію й публікацію.

У першому розділі розглянуті питання кількісної і якісної оцінки параметрів електроенергії живильної мережі. Міжнародні стандарти МЕК-868, МЕК 1000-3-2, МЕК 1000-3-3, МЕК 1000-4-1 і аналог країн СНД - ГОСТ 13109-97 установлюють норми якості електричної енергії і методи їх виміру. ГОСТ 13109-97 визначає показники якості електричної енергії і їх числових норм в електричних мережах систем електропостачання загального призначення змінного трифазного і однофазного струму частотою 50 Гц у точках загального приєднання (ТЗП).

Крім перерахованих стандартів на якість електричної енергії в мережах загального користування, стандартизовані вимоги до якості електричної енергії власне у вентильних перетворювачах, агрегатах безперебійного живлення, у системах електропостачання транспортних засобів: літаків, морських і річкових судів, автомобілів, електропоїздів, а також у системах електроживлення пристроїв зв'язку, обчислювальної техніки.

Міжнародні стандарти якості електроенергії (наприклад IEEE 519-1992) обмежують не тільки гармонійний склад напруги живлення, але й споживаного струму. При цьому основним фактором оцінки є інтегральний показник гармонійного складу струму

, (1)

де I_i, I₁ - струми i-их і першої гармонік.

Погіршення якості електроенергії відбувається в процесі її передачі та споживання в результаті впливу електричних приймачів. Численні дослідження свідчать, що в 70% випадків на якість електричної енергії впливають споживачі електроенергії і тільки в 30% випадків - виробники електроенергії. Вирішуючи питання підвищення якості електроенергії варто враховувати основні причини, що впливають на значення показників якості електроенергії як з боку джерела електроенергії, так і з боку споживачів. У виразах для розрахунку показників якості електроенергії і рівня електромагнітної сумісності споживачів з мережею живлення використовуються поняття складових повної потужності. Цим проблемам присвячені роботи C.I. Budeanu, S. Fryze, О.О. Маєвського, Я.Ю. Солодухо, В.Є. Тонкаля, Г.С. Зинов'єва. Подальший розвиток теорії потужності одержали у 80 -х роках минулого сторіччя в роботах H. Akagi, Y. Kanazawa, A. Nabae. Основою для цього стала жорсткість вимог до електромагнітної сумісності споживачів електроенергії з живильною мережею, розвиток елементної бази силової електроніки і, як наслідок, поява нових прогресивних схемотехнічних рішень в галузі силової електроніки. До останніх відносяться активні керовані випрямлячі, силові активні фільтри, перетворювачі з одиничним коефіцієнтом потужності. Жорсткість вимог до якості електропостачання знайшла відбиття в міжнародних стандартах і створила потребу в напівпровідникових компенсаторах неактивних складових повної потужності нового типу.

При визначенні миттєвих активної й реактивної потужностей у сучасних теоріях потужності використані наступні умови: розглядаються тільки трифазні системи електропостачання; при цьому однофазна система є граничним випадком розсиметрованої багатофазної системи з нескінченно великими опорами навантаження у всіх фазах, крім однієї; миттєва активна і реактивна потужності визначаються через результуючі вектори напруги й струму в площині або в тривимірному просторі; координати просторового результуючого вектора напруги однозначно визначаються миттєвими значеннями фазних напруг системи, а координати просторового вектора струму - миттєвими значеннями фазних струмів навантаження. Миттєва активна потужність із урахуванням зазначених умов дорівнює скалярному добутку просторових векторів напруги і струмів. Миттєва реактивна потужність визначається як модуль векторного добутку просторових векторів напруги і струмів.

Миттєвий коефіцієнт потужності дорівнює

(2)

де - змінна складова активної потужності.

Миттєвий коефіцієнт потужності дорівнює одиниці, якщо дорівнюють нулю реактивна й змінна складова активної потужності. Ця умова може виконуватися тільки в багатофазних системах, в однофазній системі електропостачання умова нездійсненна.

У табл.1 наведені варіанти сполучення характеристик напруг живильної мережі і навантаження в трифазній системі електропостачання. Номери варіантів позначені двозначним числом, у якому перша цифра дорівнює номеру рядка, а друга - номеру стовпця в табл.1. У більшості варіантів сполучень параметрів просторові вектори й утворюють між собою деякий кут, що змінюється у часі, внаслідок чого в системі присутні як постійні, так і змінні складові активних і реактивних потужностей. Особливі осередки в табл.1 відповідають трьом випадкам: постійному збігу напрямків векторів і ; чисто реактивному навантаженню; повній симетрії напруг мережі і струмів навантаження. У першому випадку тотожньо дорівнює нулю миттєва реактивна потужність - варіанти 11, 21, 31, 41; у другому - дорівнює нулю середня активна потужність - варіанти 12, 22,32, 42, 16, 26, 36, 46; у третьому - відсутні пульсації як миттєвої активної, так і миттєвої реактивної потужності - варіанти 11,12,13 у табл.1. У трифазній системі із симетричними напругами мережі несиметрія навантаження призводить до пульсацій миттєвих значень активних і реактивних потужностей, а також до виникнення реактивної потужності в колі із чисто активним навантаженням і миттєвої активної потужності в колі із чисто реактивним навантаженням. У трифазній системі з несиметричними напругами мережі й симетричним навантаженням виникають пульсації активної потужності в схемі із чисто активним навантаженням, миттєва активна потужність у колі з реактивним навантаженням, а також пульсації миттєвої активної потужності і миттєвої реактивної потужності. Амплітуди змінних складових активних і реактивних потужностей пропорційні коефіцієнту несиметрії за нульовою послідовністю.

Найпоширеніші теорії потужності та їхнє співставлення докладно розглянуто в першому розділі.

Таблиця1. Варіанти сполучень характеристик напруг живильної мережі й навантаження в трифазній системі електропостачання

Описана структура силової схеми забезпечує підтримку на заданому рівні регульованих параметрів у точці підключення компенсатора до живильної мережі й у такий спосіб вирішує проблему електромагнітної сумісності одного або групи споживачів з живильною мережею. Активні втрати в силовій схемі мінімізуються завдяки, з однієї сторони, відсутності широтно-імпульсної модуляції при керуванні тиристорними мостами і, з іншої сторони, роботі інвертора напруги зі струмами, значно меншими номінальних струмів мережі живлення.

Високочастотний канал (інвертор напруги із частотами комутації вище 10 кГц) і низькочастотний канал (випрямляч із частотою комутації 50 Гц) мають один загальний елемент - ємнісний накопичувач. Комутація струму в BГ_G здійснюється під дією напруги накопичувача U_C, більшої ніж амплітуда лінійної напруги вторинної обмотки трансформатора Т1. Комутація струму у вентильному мосту на тиристорах ВГ_Т відбувається під дією напруги мережі. За умови повної передачі енергії, накопиченої в індуктивності L фази, що виключається, у конденсатор, одержано залежність величини кута комутації від напруги на конденсаторі

.(3)

Сімейство залежностей = наведене на рис. 2 для випадку L1>L2>L3.

Амплітуда імпульсу комутаційної перенапруги залежить від кута комутації відповідно до виразу

.(4)

Сімейство залежностей наведене на рис. 3 для випадку L1>L2>L3.

Миттєве значення фазного струму мережі низькочастотного каналу визначається або миттєвим значенням струму мосту на одноопераційних тиристорах, або миттєвим значенням струму мосту на повністю керованих тиристорах:

(5)

де , - відповідно миттєві значення мережних фазних струмів мостів на одноопераційних (ВГ_Т) і повністю керованих (BГ_G) тиристорах (див. рис. 1).

Аналітичні вирази (3), (6) і (7) дозволяють проаналізувати залежність амплітуд вищих гармонік мережевого струму від напруги на ємнісному накопичувачі:

або , (6)

де: , ,

, ,

, (7)

,

,

.

Графічні залежності, що відповідають отриманим аналітичним виразам, наведені на рис. 4 для гармонік з номерами 5,7. Аналіз графічних залежностей дозволяє зробити висновок про наявність діапазону значень напруги на конденсаторі накопичувача, при якому відбувається збільшення величин окремих гармонік а, отже, і коефіцієнта гармонік мережевого струму, що необхідно враховувати при виборі величини напруги на конденсаторі накопичувача.

Відповідно до (5) з урахуванням (6), (7) і (3), припустимий рівень вищих гармонік струму живильної мережі визначає вимоги до номінальної напруги на конденсаторі С. Якість фільтрації визначається ступенем відповідності струму, що генерується інвертором, струму завдання. При нерівності миттєвих значень струмів завдання і інвертора в струмі мережі живлення залишаються не скомпенсованими різницеві складові , форма яких наведена на рис.5.

Параметром, величина якого впливає на якість роботи інвертора і, отже, на гармонійний склад струму живильної мережі, є максимальна швидкість зміни струму живильної мережі. Збільшення швидкості зростання не скомпенсованої імпульсної складової струму мережі призводить до розширення гармонійного складу струму і, як наслідок, до збільшення коефіцієнта гармонік.

Ефективна фільтрація вищих гармонік може бути виконана за умови забезпечення необхідної швидкості зміни струму високочастотного каналу.

Контур протікання струму, що компенсує, високочастотного каналу наведений на рис. 6. Наявність у струмі мережі складових із близької до трикутної формою при роботі низькочастотного каналу компенсатора пов'язане з появою комутаційних імпульсів, амплітуда яких розраховується за допомогою рівняння (4). Електромагнітні процеси в силовій схемі високочастотного каналу описуються системою рівнянь:

(8)

На інтервалі безперервності структури інвертора високочастотного каналу з припущенням про сталість напруги на конденсаторі С та рівності її Uc система (8) здобуває вид

(9)

де u_N = Е_am2 sin(t +) - миттєве значення лінійної напруги вентильних обмоток трансформатора високочастотного каналу Т2 (див. рис.1).

Напруга на конденсаторі С, яка необхідна для ефективної фільтрації гармонік, обумовлених комутаційною складовою струму мережі

. (10)

Таким чином, згідно до виразу (10), величина напруги на конденсаторі С двоканального компенсатора неактивних складових повної потужності залежить від співвідношення індуктивностей силових кіл низькочастотного і високочастотного каналів і величин напруг на вторинних обмотках силових трансформаторів Т1 і Т2 (див. рис.1).

Втрати в ключах високочастотного каналу мають дві складові: статичну і динамічну . Динамічні втрати складаються із втрат на вмикання і вимикання . Втрати на вмикання визначаються як

(11)

Потужність статичних втрат і втрат при вимиканні силових ключів (P_off) пропорційні середньому струму через транзистори.

Залежність відносної потужності динамічних втрат від відносної напруги на конденсаторі С наведена на рис.7. Величини втрат та напруг обраховані по відношенню до величини неактивної потужності, що компенсується, та напруги на вторинній обмотці трансформатора низькочастотного каналу відповідно.

Втрати в низькочастотному каналі складаються із втрат у силових ключах (тиристорах), втрат у трансформаторі, втрат у кабелях сполучень [5]. Втрати в ключах P_k визначаються типом силових ключів. При використанні одноопераційних або GTO тиристорів втрати в ключах за час роботи компенсатора залежать від тривалості роботи в режимах генерації або споживання і визначаються як

. (12)

Коефіцієнти й ураховують відносний час роботи мостів низькочастотного каналу.

Сумарні втрати активної потужності низькочастотного каналу пропорційні струму реактора L_d (див. рис. 1) і, отже, пропорційні величині реактивної потужності, що компенсується

. (13)

Сумарні втрати у двоканальному компенсаторі неактивних складових повної потужності визначаються відповідно до виразу

(14)

Оцінку енергоефективності компенсатора із двоканальною структурою можна виконати як залежність потужності втрат від величини реактивної потужності, що компенсується. У наведеному вище виразі потужність втрат включає складові, що не залежать від величини компенсуємої середньої реактивної потужності і залежні від величини компенсуємої середньої реактивної потужності. Залежність величини втрат від рівня компенсуємої середньої реактивної потужності можна визначити відповідно до виразу

(15)

Побудована відповідно до виразу (15) залежність наведена на рис.8, де величини втрат обраховані по відношенню до величини неактивної потужності, що компенсується.

Для зменшення активних втрат необхідно збільшувати напругу на реакторі L_d низькочастотного каналу компенсатора (див. рис. 1).

Четвертий розділ присвячений розробці структури системи керування й алгоритмів керування компенсатором неактивних складових повної потужності. Існуючі способи керування напівпровідниковими перетворювачами можна розділити на три групи: аналогове керування, аналого-цифрове керування і цифрове керування.

Структура аналого-цифрової системи керування компенсатором наведена на рис. 9. Сигнал датчика струму мережі ДС 1-3 несе інформацію про величини миттєвих сумарних значень активної й неактивної потужності навантаження і компенсатора неактивних складових. Завдання компенсатора полягає в підтримці близького до нуля значення середньої реактивної потужності, а також у компенсації миттєвих складових неактивної потужності, зокрема компенсації вищих гармонік мережевого струму і підтримці форми мережевого струму, близької до синусоїди та компенсації несиметрії фазних струмів навантаження. Сигнали з виходу датчика напруги мережі ДН 1-3 і датчика струму мережі ДС 1-3 надходять до входів блоку цифрової обробки (БЦО), у якому здійснюється перетворення напруги й струму мережі з координат а, в, с у координати б, в. До третього входу БЦО надходить сигнал Р_С, пропорційний потужності, що поступає до накопичувача. У БЦО здійснюється розрахунок сигналів завдання миттєвих значень фазних струмів інвертора напруги

. (16)

Завдання по струмах інвертора високочастотного каналу з виходу БЦО надходять до входу компаратора К з гістерезисом, де порівнюються з фактичними значеннями фазних струмів інвертора (датчики ДС4-6).

Завдання по середній реактивній потужності на навантаженні Q_з надходить на один із входів вузла порівняння, на другий вхід якого надходить сигнал зворотного зв'язку по середній реактивній потужності Q з виходу БЦО. Різницевий сигнал через регулятор середньої реактивної потужності P_Q і регулятор струму реактора L_d P_I низькочастотного каналу компенсатора надходить на вхід системи імпульсно-фазового керування, синхронізованої з напругою мережі живлення.

В pqr координатах сигнали завдання миттєвих значень фазних струмів інвертора високочастотного каналу напруги визначаються як

. (17)

Дослідження, спрямовані на аналіз впливу величини напруги на конденсаторі накопичувача на умови функціонування силового устаткування компенсатора і якість електроенергії мережі живлення дозволили зробити висновок про доцільність урахування зворотньо - пропорційного характеру залежності залишкового рівня вищих гармонік струму мережі і відповідно комутаційних перенапруг, що виникають при роботі мосту на повністю керованих тиристорах, від напруги на конденсаторі накопичувача при побудові системи керування й регулювання. Структура аналого-цифрової системи керування компенсатором на основі p-q або p-q-r теорій потужності з додатковим контуром регулювання припустимого рівня амплітуди обраної гармоніки наведена на рис. 10.Сигнал завдання припустимої величини гармоніки I_nз надходить на один із входів регулятора амплітуди обраної гармоніки Р_а, на другий вхід якого надходить сигнал, пропорційний амплітуді відповідної гармоніки з виходу вимірника амплітуд ВА. Вихідний сигнал регулятора Р_а визначає необхідний рівень напруги на конденсаторі інвертора напруги й подається на вхід U_з вузла порівняння. Аналогічно може бути побудована й система з контуром регулювання рівня комутаційних перенапруг випрямляча. Одночасне застосування в системі керування й регулювання запропонованих контурів регулювання забезпечує підтримку на допустимому рівні величини генеруємої або споживаної середньої реактивної потужності і миттєвих значень неактивних потужностей, зокрема рівня вищих гармонік живильної мережі та величини несиметрії фазних струмів, при збереженні оптимальних умов функціонування силового устаткування компенсатора.

Найбільш перспективним напрямком, що відповідає природі мікропроцесорного керування, є прогнозне керування. У системі, що працює за таким принципом, відсутні регулятори, що мають звичну структуру. Основну роль відіграє математична модель об'єкта, закладена в мікропроцесор, здатна прогнозувати зміни координат стану напівпровідникового перетворювача на черговому інтервалі дискретності, причому може бути застосована прогнозуюча модель, що працює як у реальному масштабі часу, так і в прискореному. Мікропроцесорна система керування реалізує процеси кінцевої тривалості по всім змінним станів об'єкта за число інтервалів дискретності напівпровідникового перетворювача, що дорівнює порядку диференціального рівняння безперервної частини об'єкта, при цьому порядок структури в цілому не підвищується. У запропонованій структурі керування за прогнозом реалізовано в низькочастотному каналі, що працює з випереджальними або відстаючими кутами керування й виконує функцію компенсатора середньої реактивної потужності.

Задане значення струму реактору L_d визначається на основі різниці між наявним значенням середньої реактивної потужності в точці підключення компенсатора і необхідним, тобто відповідає величині реактивної потужності Q, що підлягає компенсації

Q = Q_з- Q_п, (18)

де Q_з - задане значення реактивної потужності; Q_п - поточне середнє значення реактивної потужності в точці підключення навантаження і компенсатора до мережі, розраховане з використанням теорій потужності.

Напруга на виході мостового випрямляча на GTO тиристорах, що працюють із випереджальними кутами керування б₀, відповідно до діаграми, наведеної на рис. 11, дорівнює

. (19)

Алгоритм керування із прогнозуванням у реальному масштабі часу передбачає обчислення кута б_0, при якому до моменту наступної комутації з кутом керування б₁ струм у реакторі L_d досягає заданого значення.

Збільшення струму реактору L_d на інтервалі , рівному тривалості поточного такту випрямляча, залежить від параметрів реактору L_d, зміни кутів керування на поточному і наступному тактах і може бути представлене у вигляді

(20)

при допущенні про рівність нулю активних опорів R_ф і індуктивностей L_ф фаз мережі живлення і урахуванню величини активного опору R_H та індуктивності L_Н реактору низькочастотного каналу. Реалізація алгоритму прогнозуючих розрахунків вимагає доповнення рівняння (20) рівнянням зв'язку вихідного сигналу умовного регулятора зі струмом реактору L_d випрямляча компенсатора середньої реактивної потужності.

Отримано рівняння зв'язку зміни струму реактора низькочастотного каналу із кутом керування (випереджальним або відстаючим) для випадку реалізації пропорційно-інтегрального закону регулювання струму низькочастотного каналу

(21)

де: - струм у реакторі в момент відмикання тиристорів при куті б₀; Т₁ - постійна часу інтегрального каналу ПІ-регулятора; - коефіцієнт передачі пропорційного каналу ПІ-регулятора.

Рівняння (21) дозволяє одержати відповідні рівняння зв'язку для реалізації пропорційного (22) і інтегрального (23) законів регулювання струму реактора низькочастотного каналу:

(22)

(23)

Незалежно від застосованого умовного регулятора поточне значення кута б₀ визначається як момент рівності Д i_Н та Дi_Н1.

Відповідні обчислювальні вирази для випадків пропорційного, інтегрального і пропорційно-інтегрального законів регулювання будуть мати вигляд (24), (25) і (26):

(24)

(25)

(26)

Основними параметрами, по величині яких можна зробити висновок про ефективність використання запропонованої структури компенсатора для поліпшення електромагнітної сумісності споживачів електричної енергії з мережею живлення та підвищення якості електроенергії є коефіцієнт гармонік струму мережі THD, коефіцієнт потужності ч корисного навантаження і компенсатора в точці їхнього підключення до мережі, різниця коефіцієнтів корисної дії ?з навантаження і навантаження з компенсатором, амплітуда імпульсної комутаційної перенапруги U_k, що визначені надалі показниками якості. Основний вплив на зазначені параметри робить рівень напруги на конденсаторі накопичувача U_c і ширина гістерезису компаратора системи керування G, визначені надалі варіативними параметрами, що представлені вектором X=(U_c, G).

Показники якості залежать від варіативних параметрів компенсатора, тому їх можна представити функціями варіативних параметрів системи, які визначені тільки в області стійкості системи автоматичного керування і регулювання компенсатора. Завдання оптимізації показників якості містить кілька критеріїв оптимальності, які можна обчислити в ході моделювання електромагнітних процесів у системі живильна мережа - навантаження - компенсатор і розташувати в порядку пріоритету: коефіцієнт гармонік струму живильної мережі, коефіцієнт потужності корисного навантаження і компенсатора в точці їхнього підключення до живильної мережі, різниця коефіцієнтів корисної дії навантаження і навантаження з компенсатором, амплітуда імпульсної комутаційної перенапруги. На перші три критерія накладаються обмеження: THD(x) < THD_max, ч(x) > ч_min, ?з(x) > ?з_min, а четвертий необхідно мінімізувати як цільову функцію U_k(x) = U_kmin. Функції обмежень і цільова функція обчислюються в єдиному процесі моделювання. Цільова функція не визначена, якщо хоча б одне із цих обмежень буде порушено. Постановка завдань векторної оптимізації критеріїв якості компенсатора полягає у формуванні векторних функцій наступного загального виду:

, (27)

де , -- число варіативних параметрів, -- розмірність векторної функції. Векторна функція (27) складається з штрафних функцій і останнього критерію -- цільової функції. Для ефективного застосування цієї векторної функції кожна її складова повинна бути визначена у всьому просторі варіативних параметрів, в іншому випадку її необхідно довизначити деякою функцією штрафу. Кожну проекцію цієї векторної функції необхідно мінімізувати з урахуванням пріоритету проекцій - чим вище номер проекції, тим нижче її пріоритет. Оптимізація варіативних параметрів виконана у два етапи з метою одержання високої точності рішення і зменшення часу обчислень.

На рис. 14 жирною лінією показана траєкторія пошуку кращих точок на першому етапі. Проекції оптимальної точки, відзначеної ромбом, на осі х₁ і х₂ відповідають оптимальним значенням варіативних параметрів U_c, G. У такий спосіб оптимальними для випадку знаходження в припустимому діапазоні коефіцієнта гармонік струму, споживаного навантаженням і компенсатором з живильної мережі, коефіцієнта потужності навантаження й компенсатора, різниці коефіцієнтів корисної дії навантаження й навантаження з компенсатором і мінімально досяжної величини комутаційної перенапруги на ключах низькочастотного каналу компенсатора буде забезпечення напруги на конденсаторі накопичувача на рівні 2.64*E_am і ширини гістерезису на рівні 1.93* 10^-3.

При цьому амплітуда комутаційного імпульсу дорівнює 0.973*E_am, де E_am - амплітуда лінійної напруги на вторинній обмотці силового трансформатора низькочастотного каналу. За результатами другого етапу оптимальними для випадку знаходження в припустимому діапазоні коефіцієнта гармонік струму, що споживається навантаженням і компенсатором з живильної мережі, коефіцієнта потужності навантаження й компенсатора, різниці коефіцієнтів корисної дії навантаження й навантаження з компенсатором і мінімально досяжної величини комутаційної перенапруги на ключах низькочастотного каналу компенсатора буде забезпечення напруги на конденсаторі накопичувача на рівні 2.63*E_am і ширини гістерезису на рівні 5.06* 10^-3.

При цьому амплітуда комутаційного імпульсу дорівнює 0.968*E_am. Варіювання двох параметрів дає можливість виконати вимоги до перерахованих вище трьох показників якості й мінімізувати величину четвертого. Отримане на другому етапі значення ширини гістерезису в 2.5 рази більше відповідного значення першого етапу. Збільшення ширини гістерезису без погіршення показників якості дозволяє знизити вимоги до частотних властивостей силових ключів високочастотного каналу компенсатора.

П'ятий розділ присвячений комп'ютерному моделюванню й експериментальним дослідженням електромагнітних процесів у компенсаторі неактивних складових повної потужності і навантаженні з використанням моделей.

Отримані за допомогою експерименту на математичній моделі залежності амплітуди сьомої гармоніки струму мережі від напруги на конденсаторі ємнісного накопичувача підтверджують результати, отримані за допомогою аналітичних виразів (5-7), наведені на рис.4. Отримано залежності коефіцієнту гармонік струму мережі живлення (ТНD) та відносного значення втрат потужності від співвідношення індуктивностей силових кіл високочастотного та низькочастотного каналів компенсатора L_T2/L_T1, відносного значення напруги на конденсаторі накопичувача та коефіцієнту гармонік, що наведені на рис.17, рис. 18 та рис.19 відповідно, підтверджують висновок, щодо доцільності зменшення індуктивності силових кіл високочастотного каналу відносно низькочастотного.

Застосування системи керування за прогнозом забезпечує високі динамічні характеристики компенсатора та високу точність дотримання заданого рівня середньої реактивної потужності при зміні заданої величини реактивної потужності в мережі живлення та при змінах реактивної потужності, що споживається або генерується навантаженням.

ВИСНОВКИ

У дисертаційній роботі розв'язано науково-прикладну проблему обґрунтованого створення енергоефективного пристрою компенсації неактивних складових повної потужності і системи керування ним на основі сучасних теорій потужності, на принципі двоканальної структури силової схеми, системи керування цифрового типу, що реалізує ідеї керування за прогнозом, створені алгоритми керування двоканальним компенсатором і програми керування в реальному масштабі часу. Запропоновані в дисертації методи, структури, алгоритми, програми у сукупності складають певний внесок у розвиток теорії компенсації неактивних складових повної потужності і систем мікропроцесорного керування ними.

Зроблені наступні висновки:

1. На основі системного аналізу спотворень параметрів мережі живлення та показників якості електроенергії мережі живлення, аналізу і розвитку теорій потужності, аналізу систем компенсації неактивних складових повної потужності обґрунтована необхідність створення багатофункціональних компенсаторів неактивних складових повної потужності, показана доцільність розробки двоканального компенсатору вищих гармонік струму, реактивної потужності, несиметрії струмів навантаження.

2. Розроблено теоретичні основи побудови силової схеми високоефективного компенсатора неактивних складових повної потужності, що складається з низькочастотного і високочастотного каналів із загальним ємнісним накопичувачем, що дозволяє успішно вирішувати проблему компенсації реактивної потужності, що генерується або споживається навантаженням, фільтрації вищих гармонік струму із застосуванням додаткового джерела енергії для одержання сигналу, що компенсує, у вигляді струму, зниження несиметрії струмів і напруг мережі живлення. Розроблено методику і розрахункові співвідношення для вибору напруги на ємнісному накопичувачі, напруги на реакторі низькочастотного каналу. Збільшення напруги на реакторі низькочастотного каналу в 2 рази призводить до зниження втрат потужності в 4 рази при постійній середній реактивній потужності, що компенсується.

3. Розроблено теоретичні основи побудови швидкодіючої мікропроцесорної системи керування двоканальним компенсатором на основі сучасних теорій потужності, керування за прогнозом стану системи на наступному такті низькочастотним каналом і гістерезисним керуванням високочастотним каналом з використанням одного обчислювача. Запропоновано систему керування компенсатором з контуром регулювання коефіцієнта гармонік струму мережі живлення.

4. Виконано оптимізацію параметрів силової схеми компенсатора і системи керування. Рекомендовано підтримання напруги на конденсаторі накопичувача на рівні 2.6 від амплітудного значення напруги на вторинній обмотці трансформатора низькочастотного каналу, гістерезису в системі керування високочастотним каналом на рівні 0.005. При зазначених параметрах амплітуда імпульсу комутаційної перенапруги не перевищує 0.97 від амплітудного значення напруги на вторинній обмотці трансформатора низькочастотного каналу, коефіцієнт гармонік струму живильної мережі не перевищує 0.08, коефіцієнт потужності навантаження з компенсатором не нижче 0.99, різниця коефіцієнтів корисної дії навантаження й навантаження з компенсатором не перевищує 0.01.