|
Наименование параметра и размера
|
ЭГПА-Ц-6,3В/56-1,45
|
ЭГПА-Ц-6,3В/41-1,45
|
|
Производительность приведенная к тем-ре 288 К и давлению
0,101МПа, м3/с млн. м3/сутки
|
133,93 11,58
|
126,72 10,95
|
|
Производительность приведенная к тем-ре 293К и давлению
0,101МПа, м3/с млн. м3/сутки
|
134,41 11,61
|
127,13 10,98
|
|
Производительность по условию всасывания, м3/с м3/мин
|
3,33 200,1
|
4,39 263,3
|
|
Давление начальное номинальное, МПа минимальное, МПа
|
3,79 2,41
|
2,77 1,76
|
|
Давление конечное номинальное, МПа максимальное, МПа
|
5,49 6,32
|
4,02 4,63
|
|
Отношение давлений
|
1,45
|
1,45
|
|
Политропный КПД нагнетателя, процентов, не менее
|
83
|
80
|
|
Частота вращения ротора нагнетателя, с-1 (об/мин)
номинальная
|
138,57 8314
|
138,57 8314
|
|
Мощность на валу электродвигателя, кВт, номинальная
|
6300
|
6300
|
|
КПД электродвигателя, процентов, не менее
|
97,5
|
97,5
|
|
Габаритные размеры агрегатов (А*В*Н), м
|
17,2*11,4*6,4
|
|
Масса агрегата (сухая) в объеме поставки, кг
|
100000
|
Агрегат снабжен различными
вспомогательными системами, обеспечивающими надежность его работы при установке
на открытых площадках при температуре от минус 40°С до плюс 40°С.
Как видно из представленных
технических характеристик ЭГПА-Ц-6,3В работает при постоянной частоте вращения
равной 8314 об/мин при частоте вращения электродвигателя 3000 об/мин. В этой
связи степень сжатия, потребляемая мощность, политропный КПД нагнетателя
однозначно будут зависеть от его производительности. В свою очередь
производительность нагнетателя определяется характеристикой МГ. Для КС
диспетчерской службой задается определенное давление на выходе из нагнетателя,
то есть степень сжатия и производительность. На рисунке 1.1 приведена
технологическая схема КС -5 «Тараз».
На КС «Самсоновка» УМГ «Южный»
установлены пять ЭГПА мощностью 4000 кВт. Агрегаты газоперекачивающие типа
ЭГПА-4000 представляют собой блочные, комплектные, автоматизированные агрегаты
с приводом от синхронного трехфазного электродвигателя типа СТД-4000-2
мощностью 4000 кВт, предназначенные для транспортирования природного газа по
МГ, а также для установки на компрессорных станциях.
Агрегаты типа ЭГПА-4000 являются
неполнонапорными со степенью сжатия 1,28 и устанавливаются в 2 ступени. Нагнетатель
центробежный типа 280-12-7.
Электроприводные ГПА работают при
постоянной частоте вращения. Для ЭГПА-4000 она равна 8000 об/мин при частоте вращения
электродвигателя 3000 об/мин. В этой связи степень сжатия, потребляемая
мощность, политропный КПД нагнетателя однозначно будут зависеть от его
производительности. В свою очередь производительность нагнетателя также
определяется характеристикой магистрального газопровода. Средняя
производительность нагнетателя составляет 6,8 млн. нм3/сутки.
1.2
Исследование диапазона рабочих характеристик КС и анализ возможных режимов
работы электроприводных ГПА УМГ «Тараз» с использованием прикладной программы «Mathcad»
1.2.1 Выполним расчёт и исследование
рабочих характеристик ЭГПА-Ц-6,3В (КС-5 «Тараз»). Как видно из представленных
технических характеристик ЭГПА-Ц-6,3В работает при постоянной частоте вращения
равной 8314 об/мин при частоте вращения электродвигателя 3000 об/мин. В этой
связи степень сжатия, потребляемая мощность, политропный КПД нагнетателя
однозначно будут зависеть от его производительности (для нагнетателя НЦВ - 6,3
нормативная характеристика представлена на рисунке 1.2). В свою очередь
производительность нагнетателя определяется характеристикой магистрального
газопровода. Для КС диспетчерской службой задается определенное давление на
выходе из нагнетателя, то есть степень сжатия и производительность.
Для дальнейших расчетов и выводов
необходимо представить нормативные характеристики ЭГПА в виде полиномов, с
достаточной точностью описывающих аналитически эти зависимости [4]. Для этой
цели используем встроенную программу полиноминальной регрессии, имеющуюся в
математическом приложении «Mathcad».
Зависимость степени сжатия от
производительности нагнетателя выразим вектором М1 и проведем аппроксимацию
кривой ε(Q) полиномом второй степени.
Данные расчётов мощности по
нормативной характеристике близки с мощностью полученной расчётом по показаниям
измерительных приборов.
Анализ суточных ведомостей работы
ЭГПА на КС - 5 «Тараз» показал, что в зимние месяцы по магистральным
газопроводам в районе КС-5 «Тараз» транспортируется порядка 4-6 млн. нм3/сутки.
С учетом среднего давления на входе в нагнетатель на уровне 20-25 кгс/см2
плотность газа на входе составляет порядка 15-18 кгс/см2. В этих
условиях производительность нагнетателя должна быть не менее 2,6-3,8 м3/с
по условиям всасывания.
Для устойчивой и надежной работы
нагнетателя НЦВ - 6,3 и не попадания его в зону близкую к помпажу, степень
сжатия не должна превышать значений 1,45 -1,48. Таким образом, по условиям
эксплуатации производительность нагнетателя при оптимальном значении к.п.д.
(0,8-0,84) не должна быть ниже 3,2-3,4 м3/с по параметрам
всасывания.
В весенние и летние месяцы, из-за
уменьшения объёма газа, давление в трубопроводе находится на таком уровне, что
степень сжатия нагнетателя КС-5, должна быть равна 1,12-1,18. Это соответствует
производительности нагнетателя не менее 4,5-5 м3/с. При отсутствии такого
количества газа в трубопроводе приходится открывать байпас практически на 100%
и гонять газ по контуру (рисунок 1.1, краны №36/1, №36/2 и №36/3).
В этом случае при потреблении газа
3-4 млн. нм3/сутки коммерческая производительность нагнетателя составляет
7-9 млн. нм3/сутки. К тому же режимы работы нагнетателей со степенью
сжатия 1,12-1,18, когда к.п.д ниже 0,3 при к.п.д в оптимальных режимах 0,8-0,84
являются крайне неэкономичными.
В переходные месяцы ноябрь, март
краны открыты на 50-70%, а в зимние месяцы на 20-30%. Режимы с полностью
закрытыми кранами (байпас отсутствует и к.п.д максимален) составляют всего
несколько дней когда коммерческая производительность равна расходной
характеристике магистральной сети.
Исследования показали, что режимы
работы агрегатов сильно меняются не только в течение недели или месяца, но и в
течение дня. При этом чтобы переместить режим работы нагнетателя в зону
устойчивой работы на УМГ «Южный» используется регулирование производительности
нагнетателя байпасированием части газа с нагнетателя на всас. Для этого в
технологической схеме КС предусмотрены краны №36/1, №36/2 и №36/3.
Анализ и расчет характеристик ЦБН
показал, что в среднем за весь исследуемый период производительность
нагнетателя поддерживается на уровне 3,8-4,2 м3/с по условиям
всасывания или составляет порядка 5,5-6,5 млн. нм3/сутки. В холостую
перекачивается от 1,0 до 2,5 млн. нм3/сутки. Если пересчитать это в
затраченную электроэнергию, то получим перерасход мощности до 1-1,5 МВт или до
24 -36 МВт*ч в сутки, при стоимости 8,6 тенге /кВт·ч перерасход энергии
составит сумму 206 -320 тенге в сутки.
Таким образом, из представленных
данных и расчётов практически весь период работы нагнетателей на КС-5 «Тараз»
коммерческая производительность нагнетателей значительно больше расходной
характеристики магистральной сети, что и приводит к значительному перерасходу
электроэнергии, поскольку регулирование производительности идет при помощи
байпасирования и с низким значением политропного КПД нагнетателя. Всё это
говорит о том, что данные ЭГПА не имеют возможности регулировать
производительность в широких пределах с сохранением высокой экономичности.
Выполним расчёт и исследование
рабочих характеристик ЭГПА-4000 КС «Самсоновка». Как было отмечено выше на КС
«Самсоновка» УМГ «Южный» установлены пять ЭГПА мощностью 4000 кВт. Агрегаты
газоперекачивающие типа ЭГПА-4000 представляют собой блочные, комплектные,
автоматизированные агрегаты с приводом от синхронного трехфазного
электродвигателя типа СТД-4000-2 мощностью 4000 кВт, предназначенные для
транспортирования природного газа по магистральным газопроводам, а также для
установки на компрессорных станциях. Агрегаты типа ЭГПА-4000 являются
неполнонапорными со степенью сжатия 1,28 и устанавливаются в 2 ступени.
Нагнетатель центробежный типа 280-12-7. Агрегат обеспечивает нормальную
работоспособность при температуре окружающего воздуха от 233К до 313К.
Электроприводные ГПА работают при
постоянной частоте вращения. Для ЭГПА-4000 она равна 8000 об/мин при частоте
вращения электродвигателя 3000 об/мин. В этой связи степень сжатия,
потребляемая мощность, политропный КПД нагнетателя однозначно будут зависеть от
его производительности. В свою очередь производительность нагнетателя
определяется характеристикой магистрального газопровода.
Данные анализа суточных ведомостей
работы ЭГПА и расчет нагнетателей для аналитического описания нормативных
характеристик представим их в виде полиномов.
Нагнетатели КС - 4 «Самсоновка»
работают круглый год, причем в зависимости от режима работает либо одна ступень
(один нагнетатель), либо две ступени сжатия (два нагнетателя). В летние месяцы
и переходные месяцы работает один нагнетатель, с октября по апрель в работе
находится 2 нагнетателя. Средняя мощность агрегата в летнее время 2,86 МВт,
средняя мощность агрегатов в зимнее время 3,2 МВт.
Агрегаты работают со степенью сжатия
1,22-1,28, однако режим работы магистральной сети в летнее время не
соответствует возможностям работы нагнетателя. Так при значительном снижении
расхода газа в летнее время, когда работает только КС-4а «Самсоновка» и
необходимо поддерживать степень сжатия на КС порядка 1,28 при работе одного
агрегата приходится открывать байпасную линию для увеличения пропуска газа
через нагнетатель во избежание помпажных режимов. Такие режимы приводят к увеличению
мощности нагнетателя и перерасходу электроэнергии.
Следует сказать, что в суточных
ведомостях при работе двух агрегатов не указывается температура на выходе из
первого и на входе во второй, что делает анализ эффективности работы агрегата
несколько затруднительным. Данные суточных ведомостей были обработаны по
нормативной характеристике нагнетателя. Данные расчетов мощности по нормативной
характеристике близки с мощностью полученной расчетом по показаниям амперметра.
1.3
Анализ существующих методов оперативного регулирования режимов работы ГПА
Целью регулирования режимов работы
нагнетателей является поддержание постоянства напора или подачи в заданной
точке трубопровода либо их изменения в соответствии с требованиями технологии и
изменениями внешних факторов. Осуществить такое управление можно,
целенаправленно изменяя характеристики нагнетателя или трубопровода [4].
Анализ, проведенный в предыдущем
разделе, позволяет определить варианты воздействующих параметров системы,
которые подразделяются на конструкторско-технологические и
оперативно-эксплуатационные.
Конструкторско-технологические
мероприятия (подбор параметров, обточка или замена рабочего колеса и др.)
выполняются на стадии проекта, монтажа и наладки системы и далее не
рассматриваются.
В настоящее время известны четыре
метода оперативного регулирования режимов работы ГПА [4,5]:
- регулирование
методом перепуска части подачи ТМ на его вход;
- регулирование
методом последовательного (параллельного) включения ГПА;
- регулирование
методом дросселирования трубопровода;
- регулирование
изменением частоты вращения рабочего колеса ГПА.
Регулирование перепуском (байпасные
схемы) относится к способам управления с заведомо низким КПД. Энергия,
затрачиваемая на циркуляцию жидкости по холостому кругу, не создает полезной
работы. Поэтому проведем краткий анализ остальных методов, которые используются
для регулирования режимов работы газоперекачивающих агрегатов.
Рассмотрим регулирование режимов
работы включением ГПА на последовательную (параллельную) работу. По
компоновочному решению различают станции с параллельным и последовательным
соединением ГПА.
При параллельной схеме соединения
объединяются между собой соответственно входные и выходные патрубки. В этом
случае общая подача суммируется из подач каждого турбомеханизма (ТМ), а напор
всех ТМ одинаков и соответствует напору одного из них. Такая схема позволяет
при требуемом небольшом напоре, равном напору одного насоса, получить большую
подачу за счет суммирования подач нескольких ТМ.
Преимуществами метода являются
простота, возможность регулирования в широком диапазоне и высокий коэффициент
полезного действия (отсутствие дополнительных потерь) системы ТМ - трубопровод,
если их характеристики согласованы, что также позволяет изменять давление в
широком диапазоне его значений. Однако этот метод имеет и существенные
недостатки:
необходимость дополнительного парка
ТМ;
дискретность регулирования подачи и
давления, не позволяющая обеспечить непрерывное и качественное поддержание
заданных параметров (нельзя получить промежуточные значения напора и подачи, в
том числе меньше тех, что имеют место при работе одного агрегата);
частые пуски двигателей, что снижает
срок службы оборудования.
Указанные недостатки в значительной
мере устраняются при применении этого метода в сочетании с методами
дросселирования или регулирования скоростью рабочего колеса нагнетателя.
Регулирование режимов
работы ГПА дросселированием при заданных характеристиках нагнетателя и
трубопровода можно осуществлять, изменяя сопротивление на входе магистрали Z или частоту вращения рабочего колеса ω.
В первом случае в о.е. 
, уравнения
регулирования принимают вид
; (1.1)
. (1.2)
Мощность на входе трубопровода
. (1.3)
Точка А газодинамической
диаграммы изображенной на рисунке 1.10, соответствует работе агрегата с
открытой задвижкой.
При дросселировании на
выходе нагнетателя вводится дополнительное сопротивление регулятора Zгр, изменяется характеристика трубопровода и система работает в
точке В, с новыми значениями H
и Q.
Применение
дросселирования приводит к значительному снижению общего КПД агрегата, потери в
регуляторе при глубоком регулировании подачи превосходят потери в нагнетателе в
несколько раз
Общее сопротивление на
выходе
, (1.4)
где Zгр* - характеризует сопротивление регулятора.
Сопротивление
регулятора, необходимое для обеспечения производительности 
;
о.е.:
, (1.5)
при этом на регуляторе давление
изменится на величину
, (1.6)
а потери мощности на нем
составят
. (1.7)
Относительные значения
потерь мощности в регуляторе снижаются при увеличении величины Hc. Кроме того, при этом пик максимума потерь смещается в зону
меньших значений Q, то есть выводится из
области активного регулирования производительности.
Для оценки влияния регулятора на
баланс мощностей введем значение его КПД, равного отношению мощностей на
выходе, (соответственно кривые 2 и 1). При заданной подаче Q КПД регулятора можно оценить, как
, (1.8)
где Нгр и НЦН
- давление соответственно на выходе регулятора и нагнетателя.
Кроме потерь мощности на
преодоление дополнительного сопротивления, следует отметить увеличение
относительных потерь (снижение КПД) самого нагнетателя в соответствии с
рисунком 1.14.
Здесь механическая
мощность на валу двигателя определена, как
, (1.9)
а КПД ТМ рассчитывается
по паспортной характеристике, представляемой заводом - изготовителем из выражения
, (1.10)
где ŋн -
номинальное значение КПД данного насоса
Применение
дросселирования приводит к значительному снижению общего КПД агрегата, потери в
регуляторе при глубоком регулировании подачи превосходят потери в нагнетателе в
несколько раз.
Исследуем регулирование
режимов работы ГПА изменением частоты вращения [6,7,8]. Применяя регулируемый
привод, можно напрямую плавно управлять скоростью вращения рабочего колеса
нагнетателя и тем самым обеспечить требуемые значения производительности и
давления без использования дросселирующей арматуры. Последняя устанавливается
только для вспомогательных целей и в процессе перекачки полностью открыта, что
снижает сопротивление сети.
При регулировании производительности
изменением частоты вращения колеса нагнетателя и полностью открытой задвижке на
выходе (Z*=1) уравнения
регулирования примут вид:
; (1.11)
; (1.12)
. (1.13)
Максимум КПД со снижением ω смещается влево и
незначительно снижается. При подаче Q* = 0.4 КПД ТМ при ω = const составляет 0.65 (точка b), при частотном регулировании возрастает до 0.8 (точка а). Таким
образом, снижение частоты вращения в соответствии с заданной
производительностью позволяет не только исключить потери в регуляторе, но и
повысить энергоэффективность за счет повышения КПД самого нагнетателя.
Поскольку потери в нагнетателе
составляют существенную долю общих потерь агрегата, важно получить инструмент
их аналитической оценки при планировании и проектировании модернизации ГПА.
Кривая КПД, рассмотренная ранее,
представляет собой характеристику потерь в ТМ при постоянной частоте вращения и
регулировании каким-либо другим способом. При отсутствии противодавления, в
соответствии с формулами подобия, значение КПД при регулировании
производительности скоростью рабочего колеса, остается постоянным. Для расчета
КПД при НС ≠ 0 используем полученные ранее соотношения.
При регулировании частоты вращения
рабочего колеса ТМ точки установившегося режима работы расположены на
характеристике трубопровода и полезная мощность равна
. (1.14)
Для обеспечения подачи Q вал вращается с частотой
(1.15)
и механическая мощность
на валу, по закону гидравлического подобия, равна
. (1.16)
Относительное значение
КПД при регулировании подачи можно определить, как
. (1.17)
Абсолютное значение КПД
определяется, как произведение относительного КПД на номинальное значение
(1.18)
Результаты расчета
мощности при частотном регулировании ТМ для различных значений Нс (Но=1.3)
приведены на рисунке 1.21. Разность ординат кривых 3 (дросселирование) и 2
(управление скоростью колеса) представляет собой величину экономии мощности при
переводе агрегата на системы регулируемого электропривода.
Поскольку расчет
проведен в относительных единицах и для Но = 1.2…1.4, что соответствует
параметрам подавляющего большинства агрегатов, мы можем оценить указанный
эффект для режима работы конкретного МГ с известным НС, используя
полученные выше зависимости. При расчете мощности на валу ЦН использовалась
полученная ранее кривая КПД ТМ. Следует отметить, что КПД с увеличением w
несколько возрастает, так как пропорционально мощности изменяются только потери
в нагнетателе и потери на дисковое трение. Составляющие потерь на трение в
подшипниках и в сальниках не увеличиваются пропорционально мощности. Еще одним
существенным преимуществом регулируемого привода нагнетателей является то, что
электроприводы ТМ выбираются для обеспечения максимально возможного расхода при
сохранении необходимого напора в системе. На выходе установки создается
давление (порой значительно превышающее номинальное для системы), которое затем
снижается оперативной арматурой до требуемого значения. Снижение давления
изменением частоты вращения ТМ позволяет уменьшить нагрузки, увеличить срок
службы деталей агрегата и снизить утечки в нем.
2. Обоснование и выбор
частотно-регулируемого электропривода газоперекачивающих агрегатов
2.1 Системы регулируемого электропривода центробежных насосов
Выбор типа электропривода и способов
регулирования выходных параметров ЭГПА должен выполняться с учетом особенностей
режимов работы, параметров регулирования (диапазон, быстродействие),
характерных для каждой из рассмотренных групп нагнетателей и оценки
энергозатрат на их реализацию.
При выборе того или иного типа
регулируемого электропривода, наряду с общепринятыми критериями (массогабаритные
показатели, стоимость, надежность и т.д.), следует учесть следующие
особенности:
рабочий диапазон регулирования
скорости в подавляющем большинстве случаев невелик;
значительные установленные мощности
и продолжительный режим работы ЭГПА определяют повышенные требования к
энергетическим показателям электропривода;
нагнетатели не требуют предельной
точности и высокого быстродействия при регулировании производительности.
Поэтому из возможных вариантов
регулирования следует исключить двигатели постоянного тока, уступающие машинам
переменного тока по надежности, стоимости, массогабаритным показателям. Далее
будут рассмотрены способы регулирования нагнетателей на базе асинхронных и
синхронных двигателей.
Частоту вращения ротора
электродвигателя переменного тока можно определить, как
, (2.1)
где f - частотa
питающего напряжения;
pп
- число пар полюсов;
s
- скольжение.
Изменяя один или
несколько параметров, входящих в (2.1), можно регулировать частоту вращения
электродвигателя и, следовательно, насоса.
Питание двигателя
частотно - регулируемого электропривода осуществляется вентильным
преобразователем частоты (ПЧ) в котором постоянная частота питающей сети 
преобразуется
в переменную 
.
Пропорционально частоте изменяется
частота вращения электродвигателя, подключенного к выходу преобразователя.
В настоящее время для
реализации частотного управления машинами переменного тока применяют различные
варианты преобразователей частоты, отличающиеся принципом действия, схемными
решениями, алгоритмами управления и т.д.
Исключив из
рассмотрения, применявшиеся ранее электромашинные ПЧ с известными их
недостатками, далее будем рассматривать приводы с современными статическими
преобразователями.
По принципу формирования
выходного напряжения или тока ПЧ можно подразделить на непосредственные
преобразователи частоты (НПЧ или циклоконверторы) и ПЧ со звеном постоянного
тока.
В НПЧ выходная кривая
переменного напряжения (или тока) необходимой частоты, амплитуды и фазы
формируется из кривых напряжения многофазной системы переменного тока на входе.
В устройствах данного
типа - функции выпрямления напряжения сети и его преобразование в напряжение
или ток требуемой частоты выполняются в одном устройстве. Это обусловливает
однократное преобразование энергии и высокое значение КПД, малые габариты и
массу. Преобразователи частоты с непосредственной связью могут выполняться по
тем же схемам, что и выпрямители (однофазные, многофазные, нулевые, мостовые).
В устройствах данного
типа - функции выпрямления напряжения сети и его преобразование в напряжение
или ток требуемой частоты выполняются в одном устройстве. Это обусловливает
однократное преобразование энергии и высокое значение КПД, малые габариты и
массу. Преобразователи частоты с непосредственной связью могут выполняться по
тем же схемам, что и выпрямители (однофазные, многофазные, нулевые, мостовые).
Недостатком НПЧ является
ограниченный диапазон выходной частоты. При частоте питающей сети, равной 50 Гц
верхний предел регулирования составляет 25 Гц.
Дальнейшее повышение частоты связано с отказом от естественной коммутации
вентилей, увеличением фаз питания или подачей на преобразователь напряжения
повышенной частоты. Потому область применения НПЧ в регулируемом электроприводе
ограничена тихоходными безредукторными электроприводами и схемами управления по
цепи ротора (машины двойного питания).
Регулировочные данные
приведенных схем практически одинаковы, использование ШИМ позволяет качественно
улучшить гармонический состав выходного напряжения, однако увеличение частоты
коммутации вентилей в ПЧ с ШИМ приводит к росту потерь в преобразователе.
Хотя в целом фундаментальные вопросы
частотного управления АД и прежде всего принцип управления с ориентацией по
потоку двигателя достаточно глубоко разработаны, развитие элементной базы и
техники управления, появление новых датчиков, применение микропроцессорного
управления обусловливают непрерывное совершенствование системы частотного
асинхронного электропривода.
К достоинствам системы ПЧ-АД можно
отнести следующее:
высокий КПД в широком диапазоне
регулирования скорости АД, так как он во всем диапазоне регулирования работает
с малой величиной скольжения ротора (малыми потерями скольжения);
хорошие регулировочные свойства,
обеспечивающие возможность плавно регулировать скорость и формировать требуемые
характеристики и законы регулирования;
надежность используемого в системе
АД с короткозамкнутым ротором.
В СНГ в ОАО «Чебоксарский
электроаппаратный завод» освоен выпуск ПЧ в аналоговом и цифровом вариантах
которые ориентированы на приводы насосов с вентиляторы характером нагрузки [А].
Электротехническими предприятиями
Белоруссии, России и Украины, объединенными в консорциум «Энергосбережение»,
разработано и освоено серийное производство на заводах СНГ серии
энергосберегающих электроприводов РЭН мощностью от 3.5 до 1000 кВт [Б] с ПЧ по
схеме с АИН.
При относительной дешевизне и простоте
в обслуживании, основным недостатком данного варианта является то, что энергия
скольжения рассеивается в двигателе, а коэффициент мощности системы уменьшается
с увеличением скольжения двигателя. При этом использование этого способа для
регулирования частоты вращения рабочего колеса насоса в продолжительном режиме
требует завышения габаритной мощности двигателя (в два и более раз).
Использование же двигателей со специальным исполнением ротора, наличие
дополнительных потерь в двигателе, требующих принудительного отвода тепла от
последнего, не позволяют рекомендовать вариант «ТРН-АД» в качестве
электропривода насосных агрегатов.
Интерес представляет применение
системы «ТРН-АД» для реализации энергосберегающих режимов в зоне номинальной
скорости при недогрузках, управления режимами пуска и торможения, а также для
электроприводов с режимами кратковременного снижения скорости.
Наличие в составе электропривода
частотного преобразователя дает основание отнести к группе частотных
электроприводов и вентильный двигатель - электромеханическую систему, состоящую
из преобразователя частоты, синхронного электродвигателя и устройства,
указывающего положение его ротора в пространстве. Преобразователь выполнен с
явно выраженным звеном постоянного тока и состоит из управляемых выпрямителя и
инвертора. Коммутация тиристорных вентилей инвертора в зоне малых частот
осуществляется с помощью датчика положения ротора, а в зоне частот более 3-5 Гц
осуществляется по коммутирующей сверхпереходной ЭДС, получаемой из напряжения
на зажимах электродвигателя с помощью узла выделения коммутирующей ЭДС. По
принципу действия эта система аналогична электродвигателю постоянного тока, у
которого функции коллектора и щеточного аппарата выполняют тиристорный инвертор
и датчик положения ротора. Вентильный электродвигатель, поэтому называют также
и бесколлекторным электродвигателем постоянного тока.
Электропривод центробежных
механизмов является основной областью, где системам частотного регулирования
асинхронных двигателей (ПЧ-АД) имеется альтернатива - каскадные схемы
управления. Наряду с известными преимуществами, первый вариант имеет и
значительные недостатки: большая мощность преобразователя, которая, независимо
от диапазона регулирования скорости, рассчитывается на полную мощность
двигателя, высокая сложность силовой схемы и системы управления и обусловленная
всем этим высокая стоимость [7].
В электроприводе по схеме
асинхронного вентильного каскада регулирование частоты вращения
электродвигателя осуществляется изменением противо-ЭДС инвертора, вводимой в
цепь выпрямленного тока ротора асинхронного электродвигателя с фазным ротором.
Энергия скольжения ротора рекуперируется в питающую электрическую сеть через
преобразователь АВК, который состоит из двух основных элементов: неуправляемого
выпрямителя и управляемого инвертора. Согласующий трансформатор необходим в том
случае, если номинальное напряжение питающей сети отличается от номинального
напряжения преобразователя АВК.
Основными достоинствами данной
системы по сравнению с вариантом ПЧ-АД являются меньшая установленная мощность
преобразователя, соответствующая глубине регулирования скорости, и простота
управления. Как положительное качество отмечается также возможность при аварии
в преобразователе перейти в нерегулируемый режим (закоротив ротор) или в режим
с пониженной частотой вращения при введении в цепь ротора резистора.
Особенно заметными эти
преимущества становятся для центробежных механизмов, момент сопротивления
которых зависит от частоты вращения рабочего колеса. Определим мощность
скольжения электропривода центробежного насоса из выражения для механической
характеристики ЦН [5]. В первом разделе номинальную частоту вращения ротора в
относительных единицах мы приняли за 
. Тогда частота вращения
электромагнитного поля статора
, (2.2)
а частоту вращения
ротора в относительных единицах можно записать, как
. (2.3)
После подстановки в
(2.1) и простых преобразований получим
(2.4)
Наиболее общим вариантом привода с
регулированием мощности скольжения является машина двойного питания (МДП - рисунок
10, е) - асинхронный двигатель, к контактным кольцам ротора которого
подводится регулируемое по амплитуде, частоте и фазе напряжение. Сохраняя все
преимущества АВК, МДП выгодно отличается более высоким КПД, обусловленным
однократным преобразованием энергии скольжения в непосредственном
преобразователе частоты (НПЧ). Кроме того, возможность регулирования реактивной
мощности по цепи статора позволяет принципиально обеспечить работу привода с
единичным (и даже опережающим, как будет показано ниже) коэффициентом мощности.
Аналитические соотношения для такого варианта известны [4,5] и используются для
теоретических исследований и разработок алгоритмов управления и отдельных
схемных решений. Мощность преобразователя МДП, благодаря двухзонному регулированию
скорости, ниже, чем у АВК, но система управления - сложнее. Учитывая бурное
развитие силовой электроники, можно предположить МДП наиболее перспективным
вариантом привода ЦН в будущем.
Хотя в целом фундаментальные вопросы
частотного управления АД и прежде всего принцип управления с ориентацией по
потоку двигателя достаточно глубоко разработаны, развитие элементной базы и
техники управления, появление новых датчиков, применение микропроцессорного и
компьютерного управления обусловливают непрерывное совершенствование системы
частотного асинхронного электропривода.
В России уже накоплен опыт
применения регулируемых электроприводов с частотным управлением для
турбомеханизмов. Введено 26 частотно - регулируемых электропривода мощностью от
500 до 4000 кВт напряжением 3300 и 6000 В. Только прямая экономия
электроэнергии составила более 60 млн. кВт.ч в год.
К сегодняшнему дню более тридцати
крупных мировых фирм заняты выпуском преобразователей частоты и электроприводов
на их основе. Лидерами на мировом рынке в области частотно - регулируемого
привода являются такие фирмы, как Siemens (Германия), Аllen Bradley (США),
транснациональная АВВ, Schneider Electric (Франция), Mitsubishi (Япония), разработки которых (SIEMOVERT MV, ACS и другие) не
уступают по регулировочным характеристикам приводам постоянного тока. Шкала
типоразмеров ПЧ, выпускаемых этими фирмами, содержит мощности от 0.75 кВт до
десятков МВт [17-23].
В СНГ приводы по схеме «ПЧ - АД»
выпускаются такими предприятиями, как ХЭМЗ (Харьков), ЗЭАЗ (Запорожье), ЧЭАЗ
(Чебоксары), «Электровыпрямитель» (Саранск). В ОАО «Чебоксарский
электроаппаратный завод» освоен выпуск ПЧ в аналоговом и цифровом вариантах,
ориентированных на приводы с вентиляторным характером нагрузки [24].
Корпорацией «Триол» производятся преобразователи частоты АТО 1,2, выполненные
на транзисторных модулях по принципу ШИМ. Одним из последних, крупных проектов,
реализуемых в настоящее время, является внедрение электроприводов с
преобразователями ЭТВА 630/10 и СПЧРС 10000/100 российского производства на НС
«Коломенская» [24].
Электротехническими предприятиями
Белоруссии, России и Украины, объединенными в консорциум «Энергосбережение»,
разработано и освоено серийное производство на заводах СНГ серии
энергосберегающих электроприводов РЭН мощностью от 3.5 до 1000 кВт [25] с ПЧ по
схеме с АИН.
Типовая схема электропривода имеет
главную обратную связь по скорости, реализованную с помощью тахогенератора G и обратную связь по напряжению (ДН,
РН). Поддерживает примерно постоянным поток при изменении Mс - Var.
Выпускаются частотные
преобразователи для управления асинхронными и синхронными машинами с предельной
частотой питания статорной цепи машины 2,5 кГц. Асинхронный двигатель при таких
частотах питания имеет ряд конструктивных особенностей: толщина электротехнической
стали статора и ротора не превышает 0,1 мм; асинхронная машина выполняется с
водяным охлаждением; смазка подшипников производится капельным способом и
другие особенности.
Зарубежные электроприводы строятся
преимущественно с микропроцессорным управлением, с силовыми элементами в
инверторе, выполненными на базе транзисторов и тиристоров. Программируется темп
разгона и торможения электропривода, работа на повышенной и пониженной
частотах. Удается уменьшить весогабаритные показатели, исключив силовой трансформатор,
а также строя блок питания на повышенной частоте.
Применение частотного управления
машиной переменного тока, уменьшение весогабаритных показателей
преобразователей, расширение диапазона регулирования, применение
микропроцессорного управления, повышение точности регулирования, делает
частотный электропривод переменного тока конкурентоспособным с электроприводами
постоянного тока.
2.2 Преобразователи
частоты для управления асинхронными и синхронными двигателями
Для реализации рассматриваемого регулируемого
электропривода ЦН могут быть использованы два различных по принципу
формирования выходного напряжения (или тока) варианта преобразователей частоты
[24].
Для реализации оптимальных законов
частотного регулирования необходимой является возможность раздельного
регулирования частоты и амплитуды напряжения преобразователя. По способу
формирования этих параметров, ПЧ со звеном постоянного тока можно подразделить
на преобразователи с управляемым выпрямителем и автономными инверторами
напряжения или тока и с неуправляемым выпрямителем и широтно-импульсной
модуляцией выпрямленного напряжения.
Как было отмечено выше,
регулировочные данные приведенных схем практически одинаковы, использование ШИМ
позволяет качественно улучшить гармонический состав выходного напряжения,
однако увеличение частоты коммутации вентилей в ПЧ с ШИМ приводит к росту
потерь в преобразователе.
Оба варианта ПЧ со звеном
постоянного тока широко применяются при частотном управлении АД, и будут
подробно рассмотрены в данном разделе.
Схемные решения силовой части
преобразователей, используемых в ПЧ с АИ и ПЧ с ШИМ достаточно устоявшиеся -
это обычно классические трехфазные мостовые схемы.
Для уменьшения высших гармоник тока
питающей сети и выпрямленного напряжения применяют многофазные схемы
выпрямления. Так как значительное увеличение пульсности преобразователей
(18-ти, 24-х-пульсные схемы) связано с увеличением сложности изготовления
трансформатора и как следствие их стоимости. Так, в преобразователях SIEMOVERT
MV (Siemens) и ACS (АВВ) использован трехобмоточный трансформатор, соединенный
по схеме «звезда - звезда - треугольник», питающий две мостовые вентильные
группы неуправляемого выпрямителя.
Так как выпрямленные напряжения
вентильных групп сдвинуты между собой во времени, количество пульсаций за
период питающего напряжения возрастает до 12, а их амплитуда - уменьшается.
Разница в схемах заключается в величинах выпрямленного тока и напряжения: в
параллельной схеме напряжение E в два раза меньше, а ток I в два раза больше,
чем в последовательной схеме. В параллельной схеме выпрямителя, кроме того,
уравнительные токи между вентильными группами вызывают в анодных токах
дополнительные гармоники, которые при отсутствии ограничивающих средств
существенно ухудшают энергетические показатели системы.
Жесткие требования международных
стандартов по электромагнитной совместимости ПЧ вынуждают производителей идти
по пути увеличения пульсности входного выпрямителя и применения многоуровневых
схем формирования выходного напряжения инвертора [24-30].
Использование 12-пульсного
выпрямителя и промежуточного фильтра высших гармоник позволяет считать выходное
напряжение инвертора идеальным, свободным от высших гармонических составляющих
напряжения.
В современных мощных инверторах
наряду с обычной двухуровневой схемой используется схема с нулевой точкой,
позволяющая формировать трехуровневое напряжение на выходе ПЧ. Усложнение
силовой структуры компенсируется значительным улучшением гармонического состава
выходного напряжения. Автономный инвертор напряжения фирмы SIEMENS построен на силовых
транзисторных ключах IGBT, фирмы АВВ на управляемых полупроводниковых ключах (тиристорах
нового поколения) IGCT.
Номенклатура силовых полностью
управляемых полупроводниковых приборов, применяемых в автономных инверторах
напряжения современных ПЧ, достаточно широка. Это: симметричные тиристоры GTO в
АИН преобразователей ALPSA VDM 7000 фирмы Alstom; асимметричные коммутационные
тиристоры с интегрированным управлением IGCT в АИН преобразователей ACS-1000
фирмы АВВ; биполярные транзисторы с изолированным управляющим электродом IGBT в
АИН преобразователей Simovert MV фирмы SIEMENS, Perfect Harmony и New
Baby фирмы Robicon, Tosvert-MV фирмы Toshiba, Innovation Medium и Innovation
SeriesH фирмы General Electric, Meltrac F 500 HV и Tmdrive-MV фирмы Mitsubishi
Electric. АИН в ПЧ указанных фирм, как уже отмечалось ранее, имеют различные
принципы построения силовой схемы [17-23].
Фирмы АВВ и Siemens выделяют
следующие типы вентилей:(Gate Turn off Thyristors) - запираемые по входу
тиристоры;(Insulated-Gate Bipolar Transistors) - изолированные по входу биполярные
транзисторы (низковольтные LV или высоковольтные HV);(Integrated Gate Commutated Thyristors) - обьединенные по входу
коммутируемые тиристоры.
Сравнительный анализ этих ключевых
элементов показывает следующее:
Вариант с IGBT имеет следующие
эксплуатационные достоинства:
в отличие от запираемых тиристоров и
модулей IGCT, модули IGBT могут полностью управляться через вентиль;
для управления необходимо
значительно меньшее количество элементов, чем при работе с модулями GTO и IGCT,
что означает повышенную надежность работы оборудования;
для управления требуется значительно
меньшая мощность, чем при других вариантах.
Вместе с тем следует указать на
более высокие потери мощности в структурных переходах IGBT по сравнению с
запираемыми тиристорами. Последние отличаются меньшей стоимостью, но большими
затратами мощности на процессы коммутации. Очевидно, в схемах ПЧ с ШИМ с
высокой частотой коммутации вентилей предпочтение следует отдать модулям IGBT и IGCT. В схемах ПЧ с АИ можно
использовать экономичные тиристоры GTO.
Схема содержит трехфазный мостовой
управляемый выпрямитель 1В, дроссель фильтра Д1, конденсатор реактивной энергии
С0 и автономный трехфазный мостовой инвертор напряжения с коммутирующими
емкостями. Двигатель, питающийся от этого преобразователя, не может работать в
генераторном режиме параллельно с сетью, т. к. выпрямитель 1В обладает
односторонней проводимостью энергии. Для создания возможности генераторного
режима необходимо включить встречно - параллельно выпрямителю 1В зависимый,
ведомый сетью инвертор. Выпрямитель 1В собран на тиристорах V1-V6, диодах V7-V12, емкостях С1-С6. На блок - схеме
обозначено: БУВ - блок управления выпрямителем, БУИ - блок управления
инвертором, УК - устройство коррекции, ДН - датчик напряжения, ДТ - датчик
тока.
В данной схеме напряжение в
значительной степени отличается от синусоиды. Разнообразные типы инверторов
отличаются друг от друга точностью аппроксимации синусоидального выходного
напряжения.
Поэтому при выборе типа инвертора
необходимо учитывать как форму выходного напряжения, которая максимально должна
быть приближена к синусоидальной, так гармонический состав выходного
напряжения.
2.3 Исследование влияния
ЧРП газоперекачивающих агрегатов на качество электроэнергии питающей сети с
использованием программного комплекса Matlab-Simulink 6.5
Большинство магистральных
газопроводов (МГ) эксплуатируемых до сегодняшнего дня на территории Казахстана
и России было спроектировано и построено ещё при СССР, поэтому оборудование
компрессорных станций (КС) данных МГ имеет практически идентичные технические
характеристики. В настоящее время, как перед Казахстаном, так перед Россией
стоит одна и та же задача по замене физически и морально устаревшего
оборудования КС современными агрегатами с частотно-регулируемым приводом (ЧРП).
При этом проведение проектов по развитию газотранспортной системы (ГТС)
выдвинуло ряд требований, касающихся реконструкции КС как в России, так и в
Казахстане.
Реконструкция подразумевает замену
электроприводных газоперекачивающих агрегатов (ЭГПА) с СТД-4000 (схема 5+2)
частотно-регулируемым ЭГПА - 6,3/8200-56/1,44 (схема 4+1). На рисунке 2.11
приведена новая схема питания КС Грязовец (Россия) - подстанция 10/10 кВ,
которая аналогична схеме питания КС Самсоновка (Казахстан).
Внедрение мощных преобразователей
частоты (ПЧ) на КС, с точки зрения обеспечения электромагнитной совместимости
(ЭМС) систем электроснабжения, характеризуется рядом недостатков, главный из
которых - искажение кривой питающего напряжения и тока. Как следствие,
возникают помехи в работе измерительной аппаратуре и телеметрии, а также ложные
срабатывания защит. Эти и другие факты были зафиксированы при внедрении
пусковых устройств мощных двигателей. Допустимый уровень коэффициента искажения
синусоидальности питающего напряжения определен и согласно ГОСТу,
несинусоидальность кривой напряжения, т.е. суммарное действующее значение всех
гармонических составляющих, не должна превышать для сетей 6-10 кВ 5% в
длительном режиме, а для сетей 110-330 кВ - 2% [34,35].
Переходя к проблеме ЭМС при
эксплуатации мощных регулируемых электроприводов, можно констатировать
постоянное присутствие некоторого спектра высших гармоник в сети, так как
двигатель непрерывно получает питание от ПЧ. Если при пуске двигателя от
тиристорного пускового устройства (ТПУ), во избежание ложных срабатываний
защит, оперативный персонал блокирует защиты или отключает некоторые фидеры на
15-20с (на время пуска), то с ПЧ этого сделать невозможно.
Коэффициент несинусоидальности
кривой напряжения и тока определяется выражением
%. (2.5)
Коэффициент искажения
питающего напряжения рассчитывался при одном - трех одновременно
эксплуатирующихся агрегатах при питании от одной секции и при питании от одной
секции и при пяти одновременно эксплуатирующихся агрегатах в случае объединения
секций (рисунок 2.11). Математическая модель исследуемых процессов была
реализована в программном комплексе Matlab-Simulink 6.5. При расчете амплитуд высших гармоник анализировался
установившийся режим работы ПЧ, который раскладывался в ряд Фурье с учетом
двух, четырех и семи периодов промышленной частоты. Такое разбиение связано с
получением обобщенной картины искажения напряжения за различные промежутки
времени.
Результаты расчетов
коэффициента несинусоидальности питающегося напряжения 
при
различном числе одновременно эксплуатирующихся агрегатов на секции 10 кВ
приведены ниже:
Число двигателей…………….1
2 3 5
……………………….. 1,7-1,8
3,2-3,3 4,5-4,6 4,6-4,7
В таблице 2.1 приведены
расчетные амплитуды высших гармоник напряжения на стороне 10 и 110 кВ
(напряжение со стороны 110 кВ приведено к стороне 10кВ) для случая эксплуатации
трех и пяти агрегатов.
Таблица 2.1 - Расчётные
амплитуды высших гармоник напряжения на стороне 10 и 110 кВ для случая
эксплуатации трёх или пяти агрегатов
|
№ гармоник
|
11
|
13
|
23
|
25
|
35
|
37
|
|
Значение, %, для трёх агрегатов
|
3,1
|
2,2
|
1,25
|
1,15
|
0,75
|
0,7
|
|
Значение, %, для пяти агрегатов
|
3,25
|
2,7
|
1,4
|
1,3
|
0,85
|
0,8
|
Необходимо отметить, что
при трех и пяти эксплуатирующихся агрегатах, несмотря на то, что суммарный
коэффициент несинусоидальности находится в пределах регламентированных ГОСТ
13109-97, отдельные амплитуды гармоник, а именно №11, 25 (550, 1250 Гц),
незначительно превышают допустимые значения. Амплитуда гармоник №11 составила в
случае эксплуатации трех агрегатов примерно 3,1% основной гармоники 50 Гц
(допустимая величина - 2%), а гармоника №25 - 1,15% основной гармоники
(допустимая величина 1%). При эксплуатации пяти агрегатов амплитуда гармоники
№11 составила примерно 3,25% основной гармоники, амплитуды гармоники, №25 -
1,3%. Анализируя искажение питающего напряжения со стороны 110 кВ, можно
отметить, что во всех приведенных режимах и 
, и отдельные
составляющие амплитуды высших гармоник не превосходят регламентированные ГОСТ
13109-97 значения.
Полученные результаты
расчетов амплитуд высших гармоник при эксплуатации группы частотно-регулируемых
электроприводов ЭГПА - 6,3/8200-56/1,44 позволяют сделать вывод о
целесообразности установки высокочастотных фильтров, настроенных на
демпфирование частот, либо полосовых фильтров в сети 10 кВ для удовлетворения
требований стандарта, регламентирующего качество электроэнергии.
Необходимо отметить, что
недавние экспериментальные исследования, проведенные группой специалистов ООО
«Тюментрансгаз» на одной из газотурбинных КС, показали, что при некоторых
режимах эксплуатации возможны резонансные явления, связанные с воздействием
высших гармоник на индуктивно-емкостный контур, образованный индуктивностью
электродвигателя, питающего трансформатора и емкостью конденсаторов для
компенсации реактивной мощности. При возникновении параметрического резонанса
на определенной гармонике, ее амплитуда увеличивается в несколько раз, что
приводит к общему искажению кривой питающего напряжения до недопустимого
уровня. В связи с чем, теоретические и экспериментальные исследования
резонансных явлений в электроприводе КС представляют особый интерес.
Таким образом, как было отмечено
выше, внедрение мощных преобразователей частоты на КС характеризуется рядом
недостатков, главный из которых - искажение кривой питающего напряжения и тока
и как следствие постоянное присутствие некоторого спектра высших гармоник в
сети вызванных работой ПЧ. Поэтому особенно остро стоит проблема по обеспечению
ЭМС ПЧ с электроприемниками, запитанными от общих шин с ПЧ, а также с
электротехническими устройствами, которые находятся в непосредственной близости
от частотно-регулируемого привода [34].
Несинусоидальность формы выходного
напряжения ПЧ является причиной дополнительных потерь электроэнергии в обмотках
и повышения вибрации вала электродвигателя. Высшие гармоники кривой тока
потребляемого ПЧ дополнительно нагружают силовые трансформаторы и кабельные линии.
При экспериментальных измерениях [34,35] коэффициент искажения синусоидальности
кривой входного тока составил 96,9% (питание электропривода осуществлялось от
трансформатора ТМЗ-1000/10 с напряжением КЗ - 5,5%). Основной вклад в искажение
формы тока вносят 5-я и 7-я гармоники. Из-за указанной формы тока коэффициент
мощности ПЧ составил 0,56, что потребовало установки дополнительного сетевого
дросселя с индуктивностью до 0,5 мГн [35].
Коммутационные процессы в инверторе
ПЧ приводят к излучению высокочастотных помех (здесь может появиться проблема
«длинного кабеля»), способных вызвать сбои в работе электронного оборудования,
счетчиков электроэнергии, расположенных вблизи ПЧ и их силовых кабелей.
Ситуация усугубляется тем, что многие производители ПЧ в погоне за снижением
массогабаритных и стоимостных показателей максимально выводят за пределы схемы
ПЧ силовые электромагнитные элементы (исключая конденсаторы фильтра звена
постоянного тока). Поэтому, для того, чтобы работа частотно-регулируемых
электроприводов происходила в соответствии с требованиями нормативных
документов по ЭМС, ПЧ дополнительно оборудуются входными и выходными фильтрами,
которые в существующем формате торговли компонентами силовой электроники
относятся к опциям и приобретаются за дополнительную плату. Отметим, что цена
фильтров ЭМС достаточно высока и составляет до 30% стоимости ПЧ.
Следовательно, внедрение мощных
преобразователей частоты на КС характеризуется рядом недостатков, главный из
которых - искажение кривой питающего напряжения и тока и как следствие
постоянное присутствие некоторого спектра высших гармоник в сети вызванных
работой ПЧ. Поэтому особенно остро стоит проблема по обеспечению ЭМС ПЧ с
электроприемниками, запитанными от общих шин с ПЧ, а также с
электротехническими устройствами, которые находятся в непосредственной близости
от частотно-регулируемого привода. Несинусоидальность формы выходного
напряжения ПЧ является причиной дополнительных потерь электроэнергии в обмотках
электродвигателей. Высшие гармоники кривой тока дополнительно нагружают силовые
трансформаторы и кабельные линии. Как следствие, возникают помехи в работе
измерительной аппаратуры и телеметрии, а также ложные срабатывания защит.
Полученные результаты расчетов
амплитуд высших гармоник при эксплуатации группы частотно-регулируемых
электроприводов ЭГПА - 6,3/8200-56/1,44 для установки на КС позволяют сделать
вывод о необходимости установки высокочастотных фильтров, настроенных на
демпфирование частот, либо полосовых фильтров в сети 10 кВ для удовлетворения требований
стандарта, регламентирующего качество электроэнергии.
3. Определение
рациональных режимов и количества, регулируемых ЭГПА с применением ЧРП для
оптимального транспорта газа по МГ в зависимости от производительности КС
3.1 Анализ режимов
работы ЭГПА с применением ЧРП
В настоящее время особое внимание
следует уделять энергосберегающим технологиям и поиску технических решений,
которые бы обеспечили потенциально возможное снижение энергозатрат. Расход
электроэнергии по секторам промышленности и типам оборудования показывает, что
основными потребителями электроэнергии являются различные виды электроприводов
и электронагревательных приборов, что напрямую относится к КС.
В настоящее время, для того чтобы
переместить режим работы нагнетателя в зону устойчивой работы в УМГ «Южный»
используется регулирование производительности нагнетателя байпасированием части
газа с нагнетания на всас, что, как известно, приводит к существенным
энергозатратам.
В последние годы энергосберегающие
системы автоматизированного управления на основе применения
частотно-регулируемого электропривода (ЧРП) получают довольно широкое
распространение в насосах, компрессорах и т.д. Однако, принимая решение об
использовании ЧРП, необходимо учитывать характер технологического процесса и его
параметры, поскольку не всегда экономический эффект оказывается таким, как
предсказывают производители этого оборудования.
Оснащать все ЭГПА регулируемым
приводом нецелесообразно, так как это связано со значительными капитальными
затратами. В тоже время из ряда исследований [41] установлено, что при
однотипных агрегатах регулируемым приводом достаточно оснастить 1/3 общего
числа агрегатов.
В связи с этим возникает
необходимость более детального исследования возможных режимов работы ЭГПА в
составе КС.
Оптимальная точка Б характеристик
соответствует режиму работы при максимальном значении КПД.
Максимальная точка В характеристик
(конечная точка кривой Q - H) соответствует такому значению сжатия, после достижения которого
насос может войти в помпажный режим.
, (3.1)
где 
-
постоянные для данного механизма коэффициенты.
Энергетическую
характеристику запишем как двучлен первого порядка
, (3.2)
где b0,b1
- постоянные коэффициенты энергической характеристики.
При изменении частоты
вращения нагнетателя происходит изменение давления, производительности и
мощности. Для пересчета характеристик с одной скорости на другую используют
законы пропорциональности лопастных машин:
производительность
нагнетателя прямо пропорциональна числу оборотов
; (3.3)
- давление, развиваемое
нагнетателем, прямо пропорционально квадрату числа оборотов
; (3.4)
потребляемая
нагнетателем мощность, прямо пропорциональна кубу числа оборотов
; (3.5)
Воспользовавшись
уравнениями (3.3) и (3.4) можно получить выражение для газодинамической
характеристики нагнетателя при произвольной скорости вращения рабочего колеса
, (3.6)
где А =а2,В=
а0/ω2N - коэффициенты.
ω2N
- номинальная угловая частота вращения, при которой были сняты
характеристики нагнетателя.
Аналогично, подставив
уравнения (3.3) и (3.5) в (3.2), получим выражение для энергической
характеристики нагнетателя при произвольной скорости вращения
, (3.7)
где 
-
коэффициенты.
Результирующее давление
при последовательном соединении агрегатов будет определяться суммой давлений,
развиваемых каждым агрегатом в отдельности при одинаковой производительности.
Имея ввиду выражение (3.6), формулу характеристики нагнетателя получаем в
следующем виде
. (3.8)
Энергическая
характеристика, в этом случае, будет описана формулой
(3.9)
Поскольку компрессорная
станция подает газ в газотранспортную сеть, то развиваемое ею давление расходуется
на преодоление геометрического Нг и свободного Нсв давлений,
а также суммарных потерь 
в
сети. Тогда уравнение равновесия примет вид
,
или, обозначив Нг+Нсв=Нs, получим
. (3.10)
По технологическим требованиям,
станция компремирования газа должна поддерживать заданный уровень давления на
выходном коллекторе или в диктующей точке газотранспортной сети. Данное условие
в общем случае описывается выражением
(3.11)
где 
-
соответственно перепад давления и, аэрогидродинамическое сопротивление участка
газоотранспортной системы от входа компрессорной станции до места, в котором
осуществляется стабилизация давления;
Н3 - заданное
значение давления.
Уравнение (3.11)
является составной частью выражения (3.10) и описывает систему от входа до
точки, в которой давление поддерживается постоянным. Оставшаяся часть системы,
характеризуемая статическим противодавлением Нт и
аэрогидродинамическим сопротивлением Rm,
может быть представлена уравнением
.
Данное разделение
позволяет выразить в явном виде заданное давление, а также сократить количество
параметров, характеризующих потребителя (Нт, Rm), до одного, а именно расхода газа Q, который становится возмущающим воздействием и связан с
указанными параметрами следующим соотношением
Для обеспечения
помпажной устойчивости компрессорных агрегатов необходимо, чтобы развиваемое
нагнетателем давление не снижалось ниже допустимого значения Hi min. Получить значение минимального давления можно, если воспользоваться
координатами конечной точки характеристики давления компрессора и законами
пропорциональности (3.3) и (3.4). Тогда данное ограничение будет иметь
следующий вид
(3.12)
На основании полученных
выражений, можно конкретизировать задачу оптимального управления станцией
перекачки газа при последовательном соединении газоперекачивающих агрегатов:
найти закон управления
газоперекачивающими агрегатами в виде
(3.13)
или
(3.14)
обеспечивающий
минимизацию потребляемой мощности
(3.15)
- при следующих
ограничениях:
в определенной точке
газотранспортной системы давление должно поддерживаться постоянным
(3.16)
- нагнетатели не должны входить в
область помпажного режима
(3.17)
угловая скорость
вращения рабочего колеса должна находиться в заданном диапазоне
(3.18)
Рассмотрим решение задачи (3.13) - (3.18) для следующих случаев:
на КС установлены
копмресоры с одинаковыми характеристиками;
на КС установлены
компрессоры с различными характеристиками.
3.2 Управление КС,
обеспечивающее минимальное энергопотребление, при работе компрессоров с
одинаковыми характеристиками
Рассмотрим решение задачи (3.13) -
(3.18) при допущении, что ГПА имеют идентичные характеристики. Это означает,
что А1=А2=…=Аi=…=Аm=А, В1=В2=…=Вi=…=Вm=В, С1=С2=…=Сi=…=Сm=С, D1=D2=…=Di=…=Dm=D. Тогда исходные уравнения (3.15),
(3.16) можно переписать в следующем виде
(3.19)
(3.20)
где 
.
Для решения поставленной
задачи, выполним ряд преобразований. Во-первых, избавимся от ограничения в виде
равенства, для чего из уравнения (3.20) выразим частоту вращения любого ГПА,
например первого, и подставим в нее частоту вращения первого ГПА, получим
(3.21)
мощность, потребляемая
ГПА
(3.22)
В этом случае,
количество независимых переменных уменьшилось на одну, т.е. скорость одного из
ГПА становится функционально зависимой от скоростей других ГПА и от режима
работы газотранспортной системы.
Исследуем полученную
функцию (3.22) на наличие экстремума, для чего вычислим частные производные от 
по
Поскольку для всех 
,
производная 
,
то все слагаемые с индексом, отличным от 
будут обращаться в
нуль. В результате имеем
(3.23)
Разложим производные
сложной функции в соответствии с правилами дифференцирования сложных функций
[40]
(3.25)
Пользуясь аналогическими
рассуждениями, вычислим производную 
(3.26)
Подставив (3.26) в
(3.24), с учетом (3.25) получим уравнение для производной полной мощности
. (3.27)
Для нахождения
экстремума следует рассмотреть те точки, в которых частные производные первого
порядка все обращаются в нуль [40]. Их координаты можно найти, решив систему
уравнений
(3.28)
Подставив в (3.28)
выражение (3.27) и, сократив на 3D,
получим
(3.29)
Система уравнений (3.29)
имеет два решения:
первое примет следующий
вид
(3.30)
второе решение получаем
из рассмотрения системы уравнений
(3.31)
После подстановки в
(3.31) выражения (3.21) и возведения в квадрат получим следующую систему
уравнений
(3.32)
Перепишем уравнения
(3.32) в векторно-матричной форме
(3.33)
где
,
Согласно [40],
определитель матрицы G
равен т (det G=m), а определитель матрицы 
, получаемой в
результате замены -го
столбца матрицы G на вектор-столбец W3, равен 
.
Тогда, согласно формулам Крамера [40], имеем
(3.34)
Квадрат скорости первого
ГПА определим из (3.21) с учетом (3.34) равен
- 
(3.35)
Таким образом, решение
системы уравнений (3.31) дает следующее необходимое условие экстремума
энергетической характеристики
(3.36)
Поскольку получено два решения,
то для нахождения искомого закона управления, необходимо дополнительно
исследовать функцию суммарной мощности в этих «подозрительных» по экстремуму
стационарных точках. Для этого подставим выражения (3.30) и (3.36) в уравнение
(3.9). В результате получим:
для первого закона
управления
(3.37)
для второго закона
управления
(3.38)
Вычтем из уравнения
(3.37) уравнение (3.38) получим
(3.39)
Рассмотрим ограничение
(3.15), накладываемое на режим работы ГПА по условию помпажной устойчивости.
Для чего подставим в уравнение характеристики нагнетателя (3.6) данное
ограничение. В результате получим
(3.40)
После подстановки в
уравнение (3.40) выражения для угловой скорости нагнетателя (3.36), имеем
или после приведения
однородных членов можно записать выражение для ограничения на заданное
приращение создаваемого станцией перекачки газа давления
(3.41)
Если подставить в
уравнение (3.36), определяющее закон регулирования угловой скорости,
ограничение (3.41) получим выражение, устанавливающее ограничение скорости ГПА
которое приведено ниже
(3.42)
Для определения искомого
закона управления в виде (3.14), подставим в уравнение давления характеристики
ГПА (3.6) выражение (3.36). В результате имеем
(3.43)
Используя полученные
выражения, можно получить зависимости: суммарной мощности, потребляемой ГПА и
скорости «ведомого» от скорости «ведущего» ГПА; суммарной потребляемой мощности
и давления «ведомого» ГПА, в зависимости от давления «ведущего» ГПА. в виде
семейства характеристик для различных значений производительности.
При анализе
характеристик установлено, что при последовательном соединении ГПА и заданной производительности
суммарная энергетическая характеристика имеет минимум при скорости,
соответствующей выражению (3.36) или давлению, определяемому по зависимости
(3.43). При этом параметры ГПА не выходят из допустимой области.
Список литературы
электроприводный
газопровод насос компрессорный
1. Шаповалов Б.Т. Электрооборудование насосных станций. Москва
АГРОПРОМИЗДАТ 1986-220 с.
. Рычагов В.В., Флоринский М.М. Насосы и насосные станции.
Москва «Колос» 1975-415 с.
3. Черкасский В.М. Насосы. Вентиляторы. Компрессоры. Москва
«Энергия» 1977-416
. Сагитов П.И., Мустафин М.А., Кошимбаев Г.Б., Лукпанов
Ж.К. Характеристики электроприводов центробежных насосов // Новости науки
Казахстана. КазгосИНТИ. Алматы. - 2004. - №1 (80). - С. 81 - 85.
. Мустафин М.А. Расчёт энергетических характеристик
электроприводов центробежных механизмов в динамических режимах // Труды
университета КарГТУ. - 2007. - №1. - С. 83 - 85.
6. Челазнов А.А., Герасенков А.А., Даки Н.В. Использование
регулируемого электропривода в транспорте газа // Газовая промышленность. -
2005. №11. - С. 27-28.
7. Мустафин М.А. Энергосберегающие режимы регулирования
насосов НПС // Сб. науч. тр. по материалам 1-ой междунар. науч.-техн. конф.
«Энерг., телеком. и высш. обр. в совр. условиях». АИЭС, Алматы. - 1998. - С.
101 - 102.
8. Мустафин М.А. К вопросу минимизации потерь в двигателе
частотно-регулируемого электропривода центробежных насосов // Исследования и
результаты. Алматы. КазНАУ. - 2006. - №4. - С. 263 - 266.
9. Онищенко Г.Б. Технические и организационные аспекты
повышения технического уровня автоматизированных электроприводов // Тез,
докладов Х Всесоюз. науч. - тех. конф. по проблемам автоматизированного
электропривода, (Воронеж, 15-17 сент. 1987 г.) - М.: Информэлектро, 1987. - С.
29-31.
. Долгин М.А., Жемеров Г.Г., Ткаченко А.А., Энштейн И.И //
Разработка и внедрение регулируемых электроприводов механизмов собственных нужд
ТЭС тиристорных пусковых устройств для газотрубинных установок: Тез.докл.
Всесоюз науч. - техн. совещания, (М., сент. 1988 г.) - М.: Информ - энерго,
1988. - с. 11 - 12.
. Мустафа Г.М., Ковалев Ф.И. Новый этап развития
преобразовательной техники // Электротехника. - 1988. - №5. - С. 2-4.
. Андриенко П.Д., Кулиш А.К. Сидоровский М.А. Состояние и
перспективы производства и разработки частотно-регулируемых электроприводов
общепромышленного назначения // Тез. Докл. Х всесоюз. Науч. - техн конф. По
проблемам автоматизированного электропривода, (Воронеж, 15-17 сент. 1987 г.) -
М.: Информ - электро, 1987. - с. 80.
. Мустафин М.А., Кошимбаев Г.Б., Сембин Д.Е. К вопросу
разработки электропривода мощных насосных агрегатов // Исследования и
результаты. КазАгроУниверситет. Алматы. - 1999, №5. - С. 108-111.
. Аранчий Г.В., Жемеров Г.Г., Эпштейн И.И. Тиристорные
преобразователи частоты для регулируемых электроприводов. - М.: Энергия, 1968.
- 126 с.
. Лазарев Г. Высоковольтные преобразователи для
частотно-регулируемого электропривода. Новости электротехники: Выпуск 6.
Санкт-Петербург, 2007. - С. 32-37.
. Толстов Ю.Г. Автономные инверторы // Преобразовательные
устройства в электроэнергетике. - Наука, 1964. - С. 3-38.
17. Siemens (ФРГ). Simovert - A. Stromzwischenkreis - Umrichter
Drehzahlveranderbare Drthstromantriebe. - Katalog, Erlangen, 1983. - 88.
. Fuji Electric (Япония). Current Source Thyristor Inverters FRENIC - 2000 by Freguensy
Control. - Katalog, Tokyo, 1982.
. Hitachi (Япония). Variable freguensy inverter for motor drive system HITACHI AVAF
INVERTER. - Katalog, Tokyo, 1982.
. CGEE ALSTHOM (Франция). An adjustable freguensy thyristor drive for adjustable speed
drives by asynchronous motors VARIAL - C. - Katalog, 1986.
. Ansaldo (Италия). New freguensy static converter SILCOVERT - A. - Katalog,
Milano, 1986.
. Brown Boveri (Швейцария). Brown Boveri Drive Technology. Veritron Drives. - Catalog, 1987.
. Лукпанов Ж.К. Электропривод нефтеперекачивающих станций с
преобразователями частоты // Монография, Алматы, ТОО «Гига трейд», 2006. - 158
с.
. Дацковский Л.Х. и др. Частотно - регулируемые асинхронные
электроприводы на основе новых типов преобразователей частоты за рубежом / Л.Х.
Дацковский, Г.А. Зверев, В.Д. Кочетков, В.И. Роговой // Электротехн. пром -
ость. Сер. 08. Комплектные устройства управления электроприводами.
Электропривод: Обзор информ. - 1987. - Вып.5 (21).С. 1 - 44.
. Лабунцов В.А., Ривкин Г.А., Шевченко Г.И. Автономные
тиристорные инверторы. - М.: Энергия, 1967. - 170 с.
. Мосткова Г.П., Ковалев. Ф.И. Мощный автономный инвертор с
параллельно - последовательными конденсаторами // Преобразовательные устройства
в электроэнергетике. - М. Наука, 1964. - С. 61-74.
. Ковалев Ф.И. и др. Мощные статические преобразователи
электрической энергии / Ф.И. Ковалев, Г.П. Мостакова, А.Ф. Свиридова, Ю.Г.
Толстов, В.А. Чванов // Судовая электротехника и связь. - 1964. - №24. - С.
3-32.
. Кривицкий С.О., Эпштейн И.И. Автономный инвертор с
отсекающими вентилями // Электротехника. -1966. - №11. - С. 34 - 36.
. Автономные инверторы с отделенными от нагрузки
конденсаторами / Н.Х. Ситник, Л.Т. Некрасов, Е.И. Беркович, С М. Ягупов. - М.:
Энергия, 1968. - 96 с.
. Толстов Ю.Г., Наталкин А.В., Гордюшкин С.М. и др.
Тиристорный преобразователь частоты для асинхронного привода трубомеханизма
мощностью 3500 кВт // Асинхронный тиристорный электропривод. - Свердловск: УПИ,
1971. - С. 209 - 212.
. Толстов Ю.Г., Наталкин А.В., Тиристорный преобразователь
частоты для мощного электропривода // Электротехника. - 1972. - №12. - С. 3 -
18.
. Толстов Ю.Г. Автономные инверторы тока. - М.: Энергия,
1978. - 208 с.
. Артюхов И.И., Жабский М.В., Аршакян И.И., Тримбач А.А.
Влияние на питающую сеть группы частотно-регулируемых электроприводов //
Электрика. 2006. №1.
. Браславский И.Я., Зюзев А.М., Костылев А.В. Разработка,
исследование, внедрение систем «тиристорный преобразователь напряжения -
асинхронный двигатель» // Электротехника. 2004. №9.
. Бэдфорд Б., Хофт. Р. Территория автономных инверторов. -
М.: Энергия, 1969. - 280 с.
. Калашников Б.Е., Автономные инверторы напряжения с
широтноимпульсным управлением для частотно-регулируемого электропривода:
Диссерт. канд. техн. наук. - Харьков, 1983. - 226 с.
38. Бородина В.В. Мощный высокооборотный электропривод. Известия Тульского государственного
университета. Технические науки. Выпуск 3. Издательство ТулГУ, Тула, 2007. - С.
147-151.
. Лазарев Г. Высоковольтные преобразователи для
частотно-регулируемого электропривода. Новости электротехники: Выпуск 6.
Санкт-Петербург, 2007. - С. 32-37.
40. Аранчий Г.В., Жемеров Г.Г., Эпштейн И.И. Метод анализа
автономных инверторов, питающих асинхронный двигатель // Электротехника. -
1965. - №5. - С. 17 - 21.
. Бару А.Ю. и др. Электропривод переменного тока с
улученными техника - экономическими показателями / А.Ю. Бару, В.П. Богатырев,
М.А. Гинзбург, Б.Е. Калашников, И.И. Эпштейн // Пром. энергетика. - 1988. - №2.
- С. 28 - 30.