Список используемых источников

МИНИСТЕРСТВО ОБРАЗОВАНИЯ И НАУКИ

РОССИЙСКОЙ ФЕДЕРАЦИИ

 

Федеральное агентство по образованию

 

КУРГАНСКИЙ ГОСУДАРСТВЕННЫЙ УНИВЕРСИТЕТ

 

Кафедра «Энергетика и технология металлов»

 

МЕТОДИКА РАСЧЕТА ПОКАЗАТЕЛЕЙ КАЧЕСТВА ЭЛЕКТРИЧЕСКОЙ ЭНЕРГИИ

 

Методические указания

К выполнению практических занятий и контрольных работ по курсу

«Электромагнитная совместимость в электроэнергетике»

Для студентов очной и заочной форм обучения специальности 140211

 

Курган 2010

 

                                       

 

Введние

Решение практических задач по определению ПКЭ является одним из завершающих этапов обучения студентов в вузе, когда полученные студентом знания обобщаются и углубляются, расширяется технический кругозор студента.

Данные «Методические указания» включают в себя:

1. Алгоритм составления схемы замещения элементов СЭС и энергоприемников.

2. Методы расчетов сопротивлений элементов схем замещения токам высших гармоник.

3. Методики расчетов несинусоидальности напряжений, размахов напряжений несимметрии напряжений, с примерами конкретных расчетов ПКЭ.

Данные методики могут быть использованы студентами очной и заочной форм обучения на практических занятиях, при подготовке к Междисциплинарному экзамену, при дипломном проектировании для расчетов ПКЭ. Кроме того, студенты заочной формы обучения могут воспользоваться этими методиками для выполнения контрольного задания по дисциплине «ЭМС в электроэнергетике».

МЕТОДИКА РАСЧЕТОВ ПОКАЗАТЕЛЕЙ КАЧЕСТВА ЭЛЕКТРИЧЕСКОЙ ЭНЕРГИИ

 

Расчет несинусоидальности напряжения

1.1.1. Схемы замещения элементов СЭС.

 

Схему замещения СЭС составляют на одну фазу. Нулевые точки схем замещения генераторов, эквивалентных нагрузок, батарей конденсаторов и емкостных проводимостей кабельных и воздушных линий соединяют между собой [28]. Пассивные элементы CЭС (трансформаторы, реакторы, линии и т.д.) замещают в общем случае активными Rv, индуктивным Х_LV и емкостным Xcv сопротивлениями. В качестве активных элементов при­нимают электроприемники, генерирующие высшие гармоники и которые представляют в схемах замещения источниками токов высших гармоник неограниченной мощности. Схемы замещения элементов СЭС представлены на рисунке1.1, где обозначено: а) – двухобмоточный трансформатор; синхронный и асинхронный двигатели, одиночный реактор; б) – воздушная и кабельная линии электропередачи; в) – узел нагрузки  напряжением 380 В; г –сдвоенный реактор; д) – батареи конденсаторов; е) – электроприем­ник, генерирующий высшие гармоники. 

                      

                                                        Рисунок 1.1

               

Сопротивления элементов схемы замещения токам высших гармоник в общем случае вычисляют по формулам:                           

   ; ;

где R₂, X₂ – активное и индуктивное сопротивления элемента току обратной последовательности промышленной частоты; В – емкостная проводимость элемента; K₂, Кх – коэффициенты, учитывающие влияние вытеснения тока высших гармоник в проводниках на активное и индуктивное сопротивления элемента; K_2V, K_XV, K_BV коэффициенты, учитывающие распределенность параметров элемента на частотах гармоник; V - номер гармоники.

  Сопротивления R₂, X₂ и проводимость В основной частоты для линий электропередачи, трансформаторов, реакторов, двигателей и ба­тарей конденсаторов определяют по известным в литературе выражени­ям, исходя из усредненных значений параметров, приводимых в справоч­никах и каталогах.

Вытеснение тока в проводниках на частотах высших гармоник приводит к увеличению активных сопротивлений и уменьшению индуктивности элементов СЭC. При расчетах режимов гармоник, V≤25 коэффициент Кх принимают в среднем равным для трансформаторов 0,9, синхронных машин- 0,7…0,9, асинхронных двигателей –0,8…0,9.                                                              

Коэффициенты Kzv, Kxv, K_BV используют, главным образом, для расчетов CЭС напряжением 110 кВ и выше. При расчетах параметров несинусоидальности в электрических сетях напряжением выше 1000 В допускается схемы замещения составлять только из реактивных элементов, а при напряжении ниже 1000 В необходимо учитывать и активные сопротивления. Следует отметить, что активные сопротивления элементов оказывают заметное влияние только на режим гармоник, частоты которых близки к резонансным частотам электрической сети. Например, если резонанс сети возникает на частоте 12-й гармоники, то активные сопротивления необходимо учитывать при расчетах режимов только 11, 12 и 13-й гармоник [28].

Ниже приведены соотношения для определения сопротивлений кон­кретных элементов СЭС [6, 8, 28]. Рассмотрим их последовательно:

 

1. Энергетическая система:

 

где Хс - сопротивление КЗ на шинах подстанции, приведенное к на­пряжению ступени U_СТ, В, для которой проводится расчет высших гармоник; S_K - фактическая мощность КЗ для рассматриваемой ступе­ни СЭС, ВА.

 

2. Силовой трансформатор:

где U_K    - напряжение КЗ трансформатора, %; S _Т.НОМ- номинальная мощность трансформатора, ВА; К_Х  =0,88.

Данное выражение для индуктивного сопротивления, трансформатора используют при расчетах в СЭС напряжением выше 1000 В. Для цеховых понижающих трансформаторов 10/0,38 кВ рекомендуют [6, 8] следующее соотношение для полного сопротивления

,  

где ΔРк - активные потери КЗ трансформатора, Вт.                             

 

3. Воздушная (кабельная) линия, продольное сопротивление:

                 

где Х₀ – удельное индуктивное сопротивление линии, Ом/км; l - длина линии, км; U _ном  - номинальное напряжение линии, В.

 

4. Кабельная линия, поперечное сопротивление:

            

где b_{0 i}; - емкостная проводимость i –й линии 1/(Ом×км); l i – длина i-й линии, км; n – количество кабельных линий, подключенных к рас­сматриваемой секции подстанции.

   Проведенные численные эксперименты показали, что емкостными проводимостями кабельных линий напряжением до 1000 В можно пренебрегать, а емкостные проводимости кабелей напряжением выше 1000 В необходимо учитывать при расчетах режимов высших гармоник порядков V ≥ 20 [28].                                 

 

4. Реактор одиночный:                                   

         

где Х_Р% - сопротивление реактора, %; I _р.ном- номинальный ток реак­тора, A; U _Р.НОМ – номинальное напряжение реактора, В; Х_р - сопротив­ление реактора, ОМ.         

 

5. Сдвоенный реактор:

          

где X_{Р1 V} – общее сопротивление; X_{Р2 V} - сопротивление ветви; К_СВ – коэффициент связи.

 

6. Батарея конденсаторов:

 

где Q_К - мощность батареи конденсаторов, вар.

 

7. Синхронная машина:    

                                                                 

где - сверхпереходное индуктивное сопротивление синхронной машины по продольной оси, отн. ед. (при отсутствии данных допускается принимать = Q,24); S_СМ.НОМ – номиналъная мощность машины, В А; К_Х = 0,71

 

8. Асинхронный двигатель:

где К_П – кратность пускового тока; S _Д.НОМ – номинальная мощность двигателя, ВА, К_Х = 0,88

 

9. Электродуговая сталеплавильная печь:

 

         

 

где S_ТП - номинальная мощность печного трансформатора ВА .

 

10. Сопротивление узла нагрузки напряжением 380 В токам высших гармоник состоит из эквивалентных сопротивлений различных групп элёктроприемников, входящих в узел. Эквивалентные сопротивления характерных групп нагрузок, приведенные к напряжению U_СТ, определяют по следующим выражениям (см рисунок 1.1, в):

- нагревательные устройства и лампы накаливания установленной мощностью Р_НУ, Вт:

              

- люминесцентная осветительная установка с лампами типа ДРЛ уста­новленной мощностью Р_Л, Вт:

                                                                  

- группа АД установленной мощностью Sа, ВА:

                         

- батарея конденсаторов мощностью Q_К, вар:

           

 

        1.1.2. Параметры источников токов высших гармоник

Источники токов высших гармоник в схемах замещения представля­ют источниками тока бесконечной мощности. Рассмотрим параметры ха­рактерных источников токов высших гармоник.        

5. Вентильный нерегулируемый одиночный преобразователь переменного тока в постоянный генерирует токи V –х гармоник, А:

                   

где S_П – полная расчетная мощность преобразователя, ВА.

 Эквивалентные токи гармоник, генерируемые несколькими однотипными преобразователями при их неизменной нагрузке, рассчитывают по выражению:

                     

где S _{П S} - суммарная полная мощность преобразователей, ВА; К _{V Е} – коэффициент, учитывающий наличие сдвига фаз между гармониками тока отдельных преобразователей,

для V= 11 и V =13 – К _{V Е}=0,75

При шестифазной схеме выпрямления преобразователя рассчитывают 5, 7, 11, 13, 17, 19 и т.д. генерируемые гармоники тока, а при двенадцатифазной схеме выпрямления 11, 13, 15, 25 и т.д. гармоники.

Если к системе шин подключены шести и двенадцатифазные преобразователи, полные мощности которых равны соответственно S_6Ф   и S_12Ф, для определения эквивалентных токов гармоник применяют выражение: 

            

2. Тиристорный преобразователь с трехфазной схемой выпрямления генерирует токи высших гармоник [2]:  

,       или

где I ₁ – номинальный ток первой гармоники преобразователя, А; U_d.ном и I _dном     - номинальные значения выпрямленного напряжения и тока, В и A; cosφ – коэффициент реактивной мощности преобразова­теля; для гармоник V=5 и V = 13 в знаменателе берется знак (+), для V = 7 и V=11- знак (-).

Для группы реверсивных преобразователей значения тока V-й гармоники находят по формуле [4]:

          

 

6. Дуговые сталеплавильные печи.

Нелинейность вольтамперной характеристики дуги приводит к генерации дуговыми сталеплавильными печами токов высших гармоник, состав и уровни которых зависят от периода плавки [28] . Наибольших значений уровни высших гармоник достигает во время расплава, наименьших – при завершении плавки. Для расчетов обычно принимают режим расплава, т.е. используют выражение:

 

 

где Т_ТП.НОМ - номинальное значение, тока печного трансформатора, А; S _ТП.НОМ - номинальная мощность печного трансформатора, В-А.

Для дуговых сталеплавильных печей рассматривают 2, 3, 5, 7, 11 и 13 гармоники [2]. Ток второй гармоники принимают равным току третьей гармоники (I₂ = I₃) [7]. Для группы одинаковых печей:

                               

где N - число печей, одновременно работающих в режиме расплавле­ния.                               Для группы печей разной мощности:

                            

где S_{ТП i} - мощность i –го печного трансформатора; S_{ТП MAX} , I _VMAX - наибольшая мощность трансформатора в группе печей и ее ток высшей гармоники, n – общее число работающих печей.

4. Тиристорные регуляторы мощности, применяемые для управления режимом работы, например печей сопротивления [10]. В схемах ис­пользуется встречно-параллельное включение тиристоров. Мощность ус­тановок достигает 2500 кВ-А. Кривые тока печного трансформатора несинусоидальны. Наиболее характерными высшими гармониками являются 2, 3, 5, 7, П, 13. Для единичной установки токи 5, 7, 11, 13-й гар­моники определяют:

                           ,

а токи, 2, 3, 4-й гармоник:

                      

В случае, если к одной секции шин подключено несколько устано­вок, токи 5, 7, 11, 13-й гармоник определяют:

                         

для V= 2, 3, 4

                             

 

7. Сварочные установки. По своему воздействию на несинусоидаль­ность питающей сети сварочные нагрузки можно разделить на две категории: установки дуговой и контактной электросварки переменного то­ка и установки дуговой электросварки постоянного тока. Установки ду­говой электросварки переменного тока воздействуют на питающую сеть аналогично дуговым сталеплавильным печам. В общем случае для единич­ной установки токи гармоник равны [7, 8]:

                                    

где для однофазных установок:                                    

                                    

для трехфазных:

                                    

                                                                     

где S_ПАСП - номинальная мощность сварочного трансформатора, ВА; K_З – коэффициент загрузки; ПВ – продолжительность включения, в относительных единицах.

Дуговые сварочные установки переменного тока генерируют в СЭС 3, 5 и 7-ю гармоники тока.                                          

Сварочные машины постоянного тока и сварочные выпрямители, имеющие трехфазный мостовой выпрямитель, генерируют 5, 7 и 11-ю гармоники. Токи отдельных гармоник рассчитывают по выражению:

                       

Для группы установок электросварки независимо от режима работы суммарные токи отдельных гармоник определяют [7]:

                         

Однофазные установки контактной электросварки, снабженные тиристорными контакторами с фазовым управлением ключей (параллельно встречное включение тиристоров), генерируют высшие гармоники [10, 28]:

для одноточечных машин:

                         

для многоточечных машин:

                           

где n и m – число трансформаторов в одной группе и число групп; К v – коэффициенты гармоник, для V = I, 3, 5, 7 принимают соответ­ственно К₁= 0,97, K₃=2,0, K₅=2,3, К₇= 1,4.

Современные сварочные цехи имеют большое разнообразие сварочных машин и установок. Среднестатистические значения коэффициентов загрузки K_З.С и продолжительности включения ПВ с, приведенные в таблице 1.1, позволяют производить расчеты [8].

                                                                                                                   Таблица 1.1

Вид машины	KЗ.С, о.е.	ПВС, %
Одноточечные стационарные (при нерегулируемых тиристорных контакторах)	0,8-1,0	3-5
Одноточечные стационарные (при регулируемых тиристорных контакторах)	0,5-0,8	3-5
Одноточечные подвесные	1,1-2*	3-5
Рельефные машины	0,7-0,8	7-10
Шовные машины	0,7-0,8	50-60
Многоточечные машины	0,9-2,3	0,5-2,0
Стыковые сварочные машины (сварка сопротивлением)	0,3-0,75	30-50
Стыковые сварочные машины (сварка непрерывным оплавлением):               оплавление                          осадка	0,23-0,45 0,8-1,1	30-45 3-5
Стыковые сварочные машины (сварка оплавлением с подогревом):        подогрев                             оплавление             осадка	0,7-0,9 0,03-0,15 0,8-1,1	5-15 8-20 3-5
Дуговые автоматы	0,7-0,9	85-95
Аппараты дуговой сварки	0,3-0,6	40-55

                           

 

* Примечание. Понятие коэффициента загрузки для электросварочных машин отличается от принятого в теории расчета электрических нагру­зок. Вследствие малых значений ПВ средний ток (мощность) за время сварки может превышать номинальное значение и, следовательно, коэф­фициент загрузки может быть больше единицы.        

6.Эквивалентные токи гармоник дуговых и люминесцентных ламп находят арифметическим суммированием гармоник отдельных источников [4]:

                            

Токи 3 и 5-й гармоник определяют по выражениям:

            ,

где I ₁   - первая гармоника тока, потребляемого лампой [2].

 

1.1.3. Расчет напряжений и токов высших гармоник в электрических сетях

Для проведения расчета необходимы следующие исходные данные: расчетная схема электрической сети; параметры всех элементов сети; параметры нагрузок, получающих питание от данной сети; значение мощ­ности КЗ питающей сети [10].

  Составляют однофазную схему замещения электрической сети, для которой определяют сопротивления элементов сети токам высших гармоник и параметры источников тока гармоник. Производят последователь­ное свертывание схемы замещения в направлении источников тока. Пос­ле этого определяют токи гармоник в ветвях схемы. Например, ток V –й гармоники в q-й ветви I_Vq, обусловленный источником тока I_V, определяют как:     

                                                 

 где K_{v q} – коэффициент распределения токов V-й гармоники между q-й ветвью и остальными ветвями схемы замещения.     

Например для схемы (рисунок 1.2, а) коэффициенты распределения будут равны :

,                                

                                                    Рисунок 1.2

 

Для схемы, приведенной на рисунке 1.2 б, распределение токов в ветвях 3, 4, 5 можно произвести после определения тока в ветви 2. Коэффи­циенты распределения для 1 и 2-й ветвей определяют по выражениям:

, ,                            

Расчет напряжения высших гармоник в ветвях электрической сети производится по очевидной формуле :

                     

где U_Vq- напряжение V –й гармоники на зажимах q-й ветви; Х_Vq – индуктивное сопротивление ветви на частоте этой гармоники; I_Vq – ток V-й гармоники в q –й ветви.

   Полученные расчетные значения токов I_{Vq Σ} и напряжений U_VqΣ высших гармоник в дальнейшем используют для оценки величин коэффициента искажения синусоидальности кривой напряжения, а также оценки воздействия высших гармоник на электрическую сеть.

 

                           1.1.4. Примеры расчетов

Пример 1.1. Проведем расчет токов и напряжений высших гармоник на сборных шинах напряжением 10 кВ промышленного предприятия (рисунок 1.3а). Предприятие: питается от энергосистемы через понижающий трансформатор T1 (S _Т.ном =16 МВА; U_K=10,5%). Мощность сис­темы 4000 МВА. Трансформатор T1 соединен со сборными шинами через токоограничиващий реактор ( I_{p ном} = 1500А; Х_Р% = 8%). К сборным шинам подключены 7 цеховых ТП (S _Т.ном =1000 кВА; U_K=5,5%), 2 синхронных двигателя

( Р_сд.ном = 500 кВт; Q_сд.нoм = 264 квар) и тиристорный преобразователь частоты ТПЧ

(Ud =800 B; Id = 1550 А; cos φ = 0,95). Расчетная активная нагрузка Р_Р = 9,2 МВт, реактивная Q_Р  = 8 Мвар. Для компенсации реактивной мощности дополнительно под­ключена конденсаторная батарея Q_K = 5,2 Мвар.

Рисунок 1.3

 

 На рисунке. 1.3, б показана схема замещения, которую преобразуют путем объединения концов всех нагрузочных ветвей, ветвей питающей энергосистемы и вентильных преобразователей. Затем производят свер­тывание схемы относительно секций сборных шин напряжением 10 кВ, для которых должен быть проведен расчет напряжений и токов высших гармо­ник (рисунок. 1.3, в, г, д). При расчётах использованы положения, изло­женные в пп. 1.1.1…1.1.3.

Рассчитываем сопротивления элементов схемы замещения V –й гармоники.                                                

Энергосистема:

Ом                   

Трансформатор:

Ом

Реактор:

Ом

Трансформаторы цеховых ТП: 

Ом           

Синхронные двигатели: 

Ом

Конденсаторная батарея:

Ом                 

Суммарное сопротивление системы, трансформатора ГПП, реактора:

Ом

Суммарное сопротивление трансформаторов ТП и СД:

Ом

Суммарное индуктивное сопротивление всей схемы:

Ом

Величины гармоник тока, генерируемых одним тиристорным преоб­разователем частоты:                                                                     

                                         

                    

                           

       

  Коэффициент (доля) распределения токов гармоник, протекающих по конденсаторной батарее (рис'. 1.3, д):

 

Токи гармоник, протекающие по конденсаторной батарее:

                         А

I ₇ = 238 A , I ₁₁ = 9.99 A , I ₁₃ = 6.06 A

Номинальный ток 1-й гармоники конденсаторной батареи:

А

Полный ток конденсаторной батареи с учетом высших гармоник:

Определим напряжения высших гармоник на сборных шинах напряже­нием 10 кВ:                                                                    

         

U ₇ = -653 B , U ₁₁ = -17,46 B , U ₁₃ = -8,95 B

Коэффициент искажения синусоидальности кривой напряжения:

, определяемых ГОСТ-13109-97, как допустимых.

Таким образом, токовая нагрузка конденсаторной батареи близка к предельно допустимой, а коэффициент искажения синусоидальности кривой напряжения на сборных шинах напряжением 10 кВ превышает допустимое значение в более чем в  2 ра­за. При этом следует отметить, что резонансная гармоника схемы рав­на  и близка к 7-й гармонике сети. Поэтому к сборным шинам целесообразно подключить силовой резонансный фильтр 5-й гармоники. Мощность конденсаторной батареи СРФ из условия компенсации реактивной мощности примем равной 5,2 Мвар. Тог­да сопротивление фазы реакторов СРФ должно, быть равно:

                   Ом

Схема замещения с учетом СРФ представлена на рисунке.1.3 е. Опре­делим коэффициент распределения токов гармоник, протекающих через СРФ:

Токи высших гармоник, протекающие по СРФ:    

А

I ₇ = 5.31 A ; I ₁₁ = 2.46 A ; I ₁₃ = 1.52 A .

Полный ток, протекающий через СРФ, в частности, через его конденсаторную батарею станет равным:

Расчет показывает, что использование в схеме СРФ существенно улучшает токовую нагрузку конденсаторной батареи.

Напряжения высших гармоник на сборных шинах напряжением 10 кВ (на СРФ):                                                                                

U ₇ = 28.6 B ; U ₁₁ = 16,51 B ; U ₁₃ = 12,95 B .

Коэффициент искажения синусоидальности кривой напряжения после установки СРФ:

, определяемых ГОСТ 13109-97, как допустимых.

Taким образом, после установки СРФ уровень высших гармоник стал ниже допустимого предела.

Примечание. Методика расчета напряжений и токов высших гармо­ник в СЭС, использованная в данном примере, является общей и позво­ляет принципиально рассчитывать электрические схемы любой конфигурации.

Пример 1.2. Рассмотрим изменение уровней напряжений и токов высших гармоник на сборных шинах напряжением 380 В цеховой трансфор­маторной подстанции (рисунок 1.4, а), от которых питается вентильный преобразователь переменного тока в постоянный для трех случаев:          

1)при отсутствии конденсаторной батареи БК;

2) для компенсации реак­тивной мощности к сборным шинам подключена конденсаторная батарея БК;

3) для защиты батареи от токов высших гармоник установлен защитный реактор Р.

Преобразователь имеет мостовую шестифазную схему выпрям­ления и генерирует гармоники следую­щего порядка V = 5, 7,11, 13 и т.д. Данные преобразователя: S_П = 300 кВА; cosφ = 0,82. Цеховой понижающий трансформатор Т имеет номинальную мощность S _Т.НОМ  = 400 кВА к напряжение КЗ U _к = 4,5 %. Мощность КЗ на сборных шинах напряжением 10 кВ составляет S _к = 200МВА

 

     

Рисунок 1.4

 

  Эквивалентная однофазная схема замещения для 1-го случая приведена на рисунке 1.4; б. Вентильный преобра­зователь замещен источником тока бесконечной мощности I _V c таким же спектром высших гармоник, что и у реального преобразователя. Сопротивления электрической сети до трансформатора Т и самого трансформатора на основной частоте, приведенные к ступени напряжения 380 В, равны:

 Ом

 Ом

Подведем расчет токов высших гармоник преобразователя (рассмо­трим только 5, 7, 11 и 13-ю гармоники):

А               

I ₅ = 91.2 A ; I ₇ = 65.1 A ; I ₁₁ = 41.5 A ; I ₁₃ = 35 A;

Фазные напряжения высших гармоник на сборных шинах напряжением 380В:  

              

U ₇ = 7.74 B , U ₁₁ = 7,74 B , U ₁₃ = 7.74 B

                                                       

Коэффициент искажения синусоидальности кривой напряжения:

, что меньше допустимых 8%, определяемых ГОСТ 13109-97

 

Для компенсации реактивной мощности, потребляемой преобразова­телем, к сборным шинам может быть подключена конденсаторная батарея (вариант 2; рисунок 1.4, в).

Реактивная мощность преобразователя сос­тавляет:

 квар.

Принимаем к установке конденсаторную батарею мощностью Qк= 150 квар.

Ее реактивное сопротивление на основной частоте равно:

 Ом

Токи источника высших гармоник (преобразователя) остаются без изменения, а изменяются их фазные напряжения на сборных шинах под­станции:

             

           

U ₇ = 55,6 B , U ₁₁ = -6,86 B , U ₁₃ = -3,91 B

 

Из данных расчета видно, что напряженно 7-й гармоники сопоставимо с напряжением основной частоты, т.е. схема работает в режиме, близким к резонансному (V_P = 7,54) Коэффициент искажения синусоидальности кривой напряжения для 2-го варианта будет равен:

, больше предельно допустимых 12%, определяемых ГОСТ 13109-97.

Определяем токи высших гармоник, протекающие через конденсаторную батарею:

, 

I_{K 7} = -404.1 A ; I_{K 11} = 78,36 A ; I_{K 13} = 52,78 A ;

Номинальный ток первой гармоники конденсаторной батареи:

Полный ток конденсаторной батареи с учетом высших гармоник:

Таким образом, действующее значение полного тока конденсатор­ной батареи превышает как ее номинальный ток (более чем в 2 раза), так и допустимый ток. Это может привести к отказу батареи. Для ее защиты и отстройки от резонансов используют последовательное вклю­чение защитного реактора или подключение к сети силовых резонансных фильтров.                                           

  Рассмотрим вариант с защитным реактором, включаемым последова­тельно с конденсаторной батареей. Сопротивление реактора рассчитыва­ют из условия создания резонансной LC – цепи на гармонике меньше наименьшей гармоники, генерируемой вентильным преобразователем. В примере рассматривается V_MIN = 5. Следовательно:

 Ом

Примем X_Р = 0,045 Ом. Новая эквивалентная схема замещения с защитным реактором примет вид, показанный на рисунке. 1.4. г. Фазные на­пряжения высших гармоник на сборных шинах напряжением З80 В (на кон­денсаторной батарее с защитным реактором):

             

          

U ₇ = 4,62 B , U ₁₁ = 5,3 B , U ₁₃ = 5,38 B

Коэффициент искажения синусоидальности кривой напряжения и действующее напря­жение, %, на сборных шинах при этом составят:

 допустимого значения, определяемого ГОСТ 13109-97.

Токи высших гармоник в конденсаторной батарее при защите ее защитным реактором:

I_{K 7} = 26.1 A ; I_{K 11} = 13,02 A ; I_{K 13} = 10,52 A ;

Действующее значение полного тока через конденсаторную батарею уменьшится до:

Проведенный анализ трех режимов работы сборных шин цеховой трансформаторной подстанции позволяет сделать следующие выводы:

1. Подключение конденсаторной батареи без защитного реактора ве­дет к значительному (в несколько раз) увеличению несинусоидальности напряжения.   

2. Включение конденсаторной батареи без защитного реактора не­допустимо из-за ее перегруза токами высших гармоник.

3. Включение защитного реактора последовательно с конденсатор­ной батареей принципиально улучшает качество ЭЭ на сборных шинах напряжением 380 В, обеспечивая нормальную работу как конденсаторной батареи, так и других электроприемников.   

Пример 1.3. Рассчитать СРФ для подстанции цеха электролиза с преобразователями переменного тока в постоянный. Исходные данные: S к = 330 MBA; S_П = 26 МВА, число фаз 12; U _СТ = U _Ш=10,5 кВ; дефицит реактивной мощности Q _g = 4500 квар.               

Сопротивление системы на сборных шинах 10 кВ:

Ом

Токи гармоник вентильных преобразователей:

,

I ₁₃ = 110.1 A ; I ₂₃ = 62,2 A ; I ₂₅ = 57,2 A ;

Фазные напряжения высших гармоник на сборных шинах:

U_V = I_VX_CV;   U₁₁ = 130.1 × 0.217 × 11=310.55 В   

U₁₃ = 310,55B, U₂₃ = 310,55B, U₂₅ = 310,55B

Коэффициент искажения синусоидальности кривой напряжения:

, что значительно превышает допустимое значение определяемое ГОСТ 13109-97.

  К установке примем один СРФ, настроенный на частоту 11-й гар­моники. Мощность конденсаторной батареи примем равной дефициту реактивной мощности на шинах

Q_P =Q_g = 4500 квар ;         К_Р = Q_P /S_K= 4,5/330 = 0,0I30.

Схема соединения конденсаторов в СРФ – звезда.

Определим долю тока 11, 13, 23 и 25-й гармоник, протекающих через СРФ:

, σ₁₁ =1;

;

;

;

Ток гармоник в цепи конденсаторной батареи:

Мощность конденсаторной батареи всего СРФ:

квар что ≤ 4500 квар,

Проверим конденсаторную батарею на отсутствие перегрузки по мощности и превышение напряжения с помощью неравенства:

;     ,

что подтверждает правильность выбора по указанным параметрам.

Сопротивления конденсатора и реактора одной фазы СРФ (рисунок 1.5)

 равны :

Ом

 Ом

                                    

Рисунок 1.5

 

Напряжения высших гармоник после установки СРФ составят:

;

;

;

; ;

Коэффициент искажения синусоидальности кривой напряжения на сборных шинах напряжением 10,5 кВ после установки СРФ составит:

, определяемых ГОСТ 13109-97.

Таким образом, установка одного СРФ на 11-ю гармонику в данной схеме позволила снизить коэффициент искажения синусоидальности кривой напряжения до допустимого значения. Если бы этого не удалось достичь, то следовало бы рассмотреть дополнительную установку СРФ на 13-ю гармонику, а мо­жет быть и СРФ на 23 и 25-ю гармоники.

Примечание. Приведенная методика расчета СРФ применима только для схемы сети, от которой питаются только источники высших гармоник и нет других электроприемников (трансформаторы, двигатели и так далее). Эти электроприемники не учтены в соотношениях для определения долей тока, протекающих через СРФ.

 

               1.2. Расчет размахов колебаний напряжения

Для определения допустимости колебаний напряжений в расчетной точке сети исходными данными являются графики, резкопеременной на­грузки [7, 20, 29]. Если колебания нагрузки различны по значению, то необходимо определить эквивалентное колебание напряжения. Размах эквивалентного колебания напряжения определяют по формуле, %,

     

где δQ i -значение i-го размаха реактивной мощности, определен­ное по графику; m – суммарное число размахов за время расчетного цикла.

Для проверки допустимости δ U_{t ЭКВ} вычисляют среднюю частоту ко­лебаний по формуле F _СР = m / T (где Т – время цикла работы нагрузки по графику изменения потребляемой реактивной мощности) и анализируют в соответствии с графиком, приведенным в [3]. Данным способом определяют одиночные или эквивалентные размахи колебаний напряжения для ЭП, имеющих характерные графики электрических нагрузок, напри­мер, для прокатных станов.

Для ДСП при отсутствии графиков реактивной мощности рекоменду­ется определять размах эквивалентного колебания напряжения по следующим формулам [29]:

    для группы одинаковых ДСП:

для группы печей разной мощности:

.

Размахи колебаний напряжения можно определить по известным колебаниям активной δР и реактивной δQ нагрузок и параметрам электрической сети [29,30]:

,

где τ_С и Х_С активное и реактивное сопротивления между источником питания (например, энергосистемой) и точкой подключения резкопеременной нагрузки.

Зная броски тока δ I резкопеременной нагрузки, можно также oпределить размахи колебаний напряжения:

 ,           (1.1)

где φ – угол сдвига между вектором тока δ I и вектором напряжений в общей точке.

                                               

Рисунок 1.6

На рисунке. 1.6 показана векторная диаграмма изменения напряжения «в общей точке» при изменении тока в сети: I₁ , I₂ – первоначаль­ный и изменившийся токи; δ I –приращение тока; φ - угол сдвига между напряжением U и приращением тока δ I ; U₁ и U₂ - напряжения при токах I₁ и I₂; δ U _t – изменение напряжения, обусловленное броском тока δ I ..

Для оценки колебаний напряжения следует исходить из предельно вероятностного случая, при котором размах колебания тока ДСП равен номинальному току:

Учитывая, что СЭС ДСП большой и средней мощности имеют индуктивное сопротивление Х_С почти на порядок больше активного η_c, а так же, что φ = 70…75°, можно принять: ; sinφ =1.

Следовательно, выражение (1.1) можно упростить :

или в относительных единицах значение размаха колебаний напряжения, %,

    При частоте колебаний напряжений, определяемой работой ДСП (0,1 Гц и более), размах допустимых колебаний напряжения составляет 1 %.

Для резкопеременных нагрузок, когда технико-экономическим анализом доказана нецелесообразность схемных решений, способных снизить до необходимого уровня влияние толчковой нагрузки, рекомендуется предусматривать устройства динамической и статической компенсации ре­активной мощности, в частности, статические компенсирующие устройст­ва косвенного действия типа ТКРМ. Рассмотрим определение его основ­ных параметров [7, 29].      

При отсутствии графиков потребляемой мощности ДСП параметры СКУ рекомендуется определять:

а) для группы одинаковых ДСП установленную мощность реактора и установленную мощность конденсаторных батарей или фильтров высших гармоник  соответственно определяют, Мвар:               

;

;

где S _ТП- номинальная мощность одного печного трансформатора, МВА; N - число одинаковых печей; δ U_{t ДОП} –допустимые размахи колебания на­пряжения, %, Sк - мощность КЗ на шинах питающей сети, для которой производят расчет, МВА;

Кср=1 – t qφ _доп / tq φ _cp ;  t qφ _доп – допустимое зна­чение коэффициента реактивной мощности для питающей сети; tq φ _cp –среднее значение коэффициента реактивной мощности печи;

б) для группы печей разной мощности:

;

Если известен график потребления реактивной мощности резкопеременной нагрузки, то мощности реактора и конденсаторной батареи или фильтров высших гармоник можно определить из соотношений:

;

где  - максимальный размах резкоперемениой реактивной мощности по графику нагрузки, Мвар.

Пример 1.4. Рассчитать колебания напряжения в электрической се­ти напряжением 10кВ, от которой питается блюминг «1150». Мощность КЗ в питающей сети 300 MBА. График потребления блюмингом реактив­ной мощности за цикл длительностью Т = 34 с дает  Чис­ло набросов (положительных и отрицательных) реактивной мощности за один цикл составляет m = 28.

Величина размаха эквивалентного колебания определяется:

Величина , тогда

 Средняя частота колебаний

F = m /Т = 28/34 = 0,825 сек^-1= 49,5 мин^-1

По кривой допустимых значений размахов колебаний в функции частоты                                 ПКЭ [3] находим допустимое значение размахов . Таким образом, определенные размахи колебания напряжения в электрической сети напряжением 10 кВ недопустимы.

 

Пример 1.5. Определить размах колебания напряжения на сборных шинах напряжением 10,5 кВ , от которых питается прокат­ный стан (тиристорный преобразователь),. Данные схемы. Мощ­ность КЗ на стороне напряжения 10 кВ S_K = 4000 МВA. Трансформа­тор ГПП: S _{Т ном} = 40 МВА; ΔРк =175 кВт; U к = 20%. Кабельная линия, состоящая из двух кабелей: l = 2,7 км; η₀ =0,169 Ом/км; Х_О= 0,077 Ом/км. Размах изменений активной мощности

ΔР = 11,9 МВт, реактивной Δ Q = 2 Мвар.

Определим величины реактивных и активных сопротивлений по отно­шению к рассчетной точке ( U_б = 10,5 кВ):

Система:

Ом

Трансформатор:

Ом

Ом

кабельная линия:                                

Ом;

Ом;

суммарные сопротивления:

Ом;

Ом;

 Определяем размах колебания напряжения:

;

где ;

; 

> 1 , 5%

Расчет показал, что размах колебания напряжения превышает до­пустимые значения.

 

Пример 1.6. Определить основные параметры СКУ косвенного дей­ствия для схемы с двумя дуговыми сталеплавильными печами (рисунок 1.7). Шинами общего питания являются сборные шины напряжением 220 кВ.

                                      

Рисунок 1.7

 

Решение. Колебания напряжения на шинах напряжением 220 кВ составляют:

, т.е. превышает =I%. На этом основании предполагает­ся установить на шинах напряжением 35 кВ СКУ типа ТКРМ со следующими параметрами:

мощность регулируемого реактора

 Мвар;

мощность силовых резонансных фильтров (конденсаторной батареи):

;

Кср=1 – t qφ _доп / tq φ _cp = 1-0,2/1=0,8

 Мвар;

 

                  1.3. Расчет несимметрии напряжений

Напряжение обратной последовательности, В, в распределительной сети определяют по выражению[4, 20]

где Х_К.З.- сопротивление КЗ на шинах распределительной сети, Ом; I ₂ – значение тока обратной последовательности в сети, обусловлен­ное подключением однофазной и несимметричной нагрузок, А.

В распределительных сетях, получающих питание от маломощных СЭС ( S_K ≤ 200 МВA), при определении напряжения обратной последователь­ности рекомендуется использовать выражение         

где X_2Σ – эквивалентное сопротивление обратной последовательности сети, Ом.

   Ток обратной последовательности I ₂, обусловленный подключе­нием однофазных нагрузок I _АВ и I_ВС на линейные напряжения U_AB и U_BC, и начальную фазу этого тока ψ_i2 рассчитывают по формулам [24]:

;

,

где φ_Н – фазный угол нагрузок.

  Если известны полные мощности нагрузок S _АВ и S _ВС, то ток I ₂ находят из выражений:

;

,

При подключении только на одно линейное напряжение, например на U _АВ, в формулах ток I _ВС и мощность S_ВС   принимают равными нулю.

  Комплекс полного сопротивления обратной последовательности узла СЭС ПП представляют выражением [4]:

;

,

где S _НОМ , S_K , Q_K – соответственно мощность обобщенной нагрузки, КЗ и БК;

К_Н = S _НОМ / S_K ; К_К = Q_{K /} S_{K .}

Обычно для узлов нагрузки предприятий сопротивление обратной последовательности является реактивным, т.е. в выражениях за Х_2Σпринимают модуль сопротивления Z_2Σ.

Коэффициент по обратной последовательности напряжений определяют:

            .

 

            1.4. Расчет параметров пуска и самозапуска электродвигателей

            1.4.1. Общие положения                                

    При коротких замыканиях в СЭС ПП или в электрических сетях энер­госистемы резко понижается напряжение, при этом отключают поврежденные элементы СЭС и вновь восстанавливают ее питание благодаря действию устройств послеаварийной автоматики (АПВ, АВР) [2,7]. При этом в питании электроприемников получается перерыв или снижение напряжения на время 0.

0,2…5 с.

    При значительном снижении напряжения на зажимах электродвигтелей (ЭД) и тем более при полном его отключении происходит выбег ЭД, т.е. снижение частоты его вращения. При восстановлении напря­жения в сети, если ЭД не отключен выключателем, происходит его само­запуск, т.е; восстановление частоты вращения. Во время выбега сопро­тивление ЭД Z_ДВ уменьшается. Чем дольше длится бестоковая пауза, тем ближе Z_ДВ к пусковому значению, а ток самозапуска – к пусковому току, превышающему номинальный ток ЭД в 5…7 раз.

Групповой самозапуск, в котором участвуют несколько ЭД, приво­дит к возрастанию тока самозапуска в той же кратности по отношению к сумме номинальных токов двигателей всей группы. Такой большой ток создает повышенные потери напряжения в цепи источник – двигатели и вызывает понижение напряжения в СЭС. При определенной величине снижения напряжения наступает предел, при котором самозапуск не проис­ходит, т.к. момент вращения ЭД, пропорциональный квадрату напряжения на зажимах, становится меньше момента нагрузки на его валу, и электродвигатели затормаживаются. Это значит, что при кратковременном перерыве питания нужно оставлять включенными только выключатели наиболее ответственных ЭД. Остальные ЭД отключают и в процессе самозапуска они не участвуют.                 

    Самозапуск ЭД можно считать успешным, если напряжение на шинах и частота вращения ЭД восстановились за время, в течение которого технологический процесс еще не нарушен и нагрев ЭД не вышел за до­пустимые пределы. Успешность самозапуска оценивается по минимальному допустимому напряжению в момент восстановления питания, при котором вращающий момент ЭД достаточен для самозапуска. Самозапуск асинхрон­ного двигателя напряжением до I кВ при его загрузке на 80% и более обычно бывает успешным, если перерыв питания не превышает 3 с и напряжение не снижается ниже 0,7U_НОМ. При перерыве питания на время 0,5…0,7 с минимальное напряжение самозапуска может составлять 0,65U_НОМ. При загрузке асинхронного двигателя на 70% допускается минимальное напряжение U_МIN =0,6U_НОМ при перерыве до 2,5 с и U_МIN =0,55U_НОМ, если перерыв питания составляет 0,5…0,7 с.

   Самозапуск синхронных двигателей имеет особенности, обусловлен­ные действием системы возбуждения. На их выбеге автоматические регулятора и форсировка возбуждения поддерживают ток возбуждения на максимальном уровне и поэтому на выводах двигателей и на сборник шинах, к которым они подключены, долго удерживается напряжение. Это затруд­няет действие АВР. Для устранения возникающей задержки применяют отключекие тока возбуждения в момент резкого понижения или исчезновения напряжения в контролируемой точке. Это позволяет снизить токи пуска и ресинхронизации в процессе самозапуска синхронных двигате­лей. Другим способом уменьшения задержки в срабатывании АВР являет­ся применение пуска АВР от реле частоты, поскольку частота в отклю­ченной части сети снижается быстрее, чем напряжение.

  Самозапуск синхронного двигателя, как и пуск, производят в два этапа: сначала без возбуждения (как асинхронный двигатель) при замк­нутой на сопротивление гашения обмотке возбуждения, затем при дости­жении частотой вращения подсинхронного значения включают возбуждение и происходит автоматическая самосинхронизация.

При запуске ЭД допускают следующие понижения напряжения [2, 7]:

1. На шинах питающих подстанций до 80 % номинального напряжения при питании число силовой резкопеременной нагрузки напряжением 6,10 кВ.

2. На шинах цеховых подстанций при редком пуске подключенных к ним ЭД (1 раз в смену) до 75 % номинального напряжения.

3. При питании осветительной и смешанной нагрузок до 85…90 % номинального напряжения.                                              

   

   1.4.2. Определение остаточного напряжения при пуске или самозапуске

Сверхпереходный ток, возникающий в момент подачи (восстановле­ния) напряжения питания и определяющий электродинамическое воздейст­вие на двигатель, затухает в течение I…3 периодов промышленной частоты до значения, близкого к пусковому, и на дальнейший процесс никакого влияния не оказывает. Разгон двигателей, участвующих в пус­ке (самозапуске), происходит под воздействием полного электромагнит­ного момента, главная часть которого – асинхронный момент – зависит от квадрата напряжения [2, 31, 32] Условием разворота ЭД в любой момент времени пуска t проверяют следующим соотношением ,

где M_n( t )- пусковой момент; U_{Δ t} – напряжение на зажимах ЭД; M_c( t )-статический момент на валу ЭД.

 В связи с этим анализ процесса разгона ЭД невозможен без определения напряжения на его зажимах.

В общем случае расчет напряжения на зажимах ЭД, подключенных к той или иной точке сети, выполняют по схеме замещения составляемой для расчета режимов КЗ или электрических расчетах сети. Как правило, активными сопротивлениями можно пренебречь и элементы СЭС (трансформаторы, реакторы, линии и т.д.) представляют своими индуктивными сопротивлениями, приведенными к базисным значениям:                       

    для линии:                                                                    

     ,

где Х₀ – удельное реактивное сопротивление линии, Ом/км; l – длина линии, км; S_b  - базисная мощность, MBA; U _b - базисное напряжение, кВ;                                                                   

   для трансформаторов:

   ,

где S _Т.НОМ – номинальная мощность трансформатора, МВА;

   для реакторов: 

   ,                     

где X_Р% - индуктивное сопротивление, %, реактора при его номиналь­ном токе I_Р.НОМ, A; - базисный ток, А.             

для двигателей, участвующих в пуске:  

  ,                       (1.2)                                           

где S_П - расчетная пусковая мощность ЭД, МВА, при заданном скольжении:

                               (1.3)                                           

где Р_НОМ, cosφ _НОМ , η_НОМ - номинальные параметры ЭД; К_П - крат­ность пускового тока ЭД при скольжении S_дв в момент подачи (восста­новления) питания.

   Если в пуске участвует группа ЭД, подключенных к одной и той же секции сборных шин, то сначала по (1. 3) определяют пусковую мощность S_{n i} каждого из них, а затем, суммарную пусковую мощность S _ПЭ эквивалентного двигателя (путем суммирования пусковых мощностей отдельных ЭД), по которой аналогично (1.2) определяют эквивалентное расчетное  сопротивление:

          

Кроме ЭД, участвующих в пуске, к шинам может быть подключена и другая нагрузка – различные печи, трансформаторные подстанции, освещение и т.д. Эту нагрузку нужно учитывать условным понятием «пуско­вой нагрузки»: 

,

где Р_Н, Q _Н- активная и реактивная нагрузки других электроприем­ников.                                                                

   Суммарная эквивалентная пусковая нагрузка узла будет равна:

.

  Тогда эквивалентное сопротивление узла определяют выражением:

При определении cyммарной реактивной нагрузки ( ) необходимо учитывать знак мощности: АД, электротехнологические ус­тановки, освещение и т.д. суммируют со знаком плюс, а мощности СД, статических конденсаторов и других источников реактивной мощности суммируют со знаком минус.                            

Остаточное напряжение на сборных шинах, к которым подключены ЭД, определяют по одному из выражений:

        или

где U_C - напряжение питающей сети, кВ; Х_С - -суммарное сопротивление питающей сети до сборных шин, к которым подключен ЭД.         

  На рисунке 1.8 показаны варианты преобразования схем замещения для расчета напряжения на зажимах ЭД при запуске: а) – одиночном; б) – групповом; в) - -групповом и наличии прочей нагрузки.

Рисунок 1.8

 

Очень часто в самозапуске одновременно участвуют ЭД различных ступеней CЭС. Рассмотрим этот случай на примере схемы (рисунок. 1.9, а.) При повреждении трансформатора T1 отключаются выключатели Q₄ и Q₃, а все питающиеся от него потребители устройством АВР будут подклю­чены через выключатель Q₅ к трансформатору Т2, при этом ЭД Мl и МЗ кратковременно (на время действия АВР) потеряют питание и при восстановлении натяжения начнется их самозапуск. ЭД М2 и М4 по время действия ABР питание не потеряют и при запуске ЭД M1 и МЗ будут представлять обычную нагрузку для СЭС. В соответствии с этим conpотивления схемы замещения (рисунок. 1.9 б) будут определяться: Х_П.Э.1 – с учетом пусковой мощности ЭД Ml и нагрузки М2, HI, Н2; Х_П.Э.2 – с учетом пусковой нагрузки ЭД МЗ и нагрузки НЗ;  Х_П.Э.3 – с учетом нагруз­ки М4 и Н4. Определение понижения напряжения нужно проводить последовательно: сначала в точке 1, а затем в точке 2. Условные пусковые нагруз­ки в точках 1 и 2 (рисунок. 1.9, в и г) соответственно будут равны:

 

;

.

Напряжение во время самозапуска ЭД М1 и МЗ в точке 2 будет равно:

   ,

где U_С1   - напряжение в точке 1 при пуске этих же ЭД.

Рисунок 1.9

 

 

Список используемых источников

1. Железко Ю.С. Потери электроэнергии и ее качество в электри­ческих сетях: Обзорная информация.-М.: Информэнерго,1989.-64 с. (сер. Электрические сети и системы. Вып. 4).

2. Овчаренко А.С., Розинский Д.И. Повышение эффективности электроснабжения промышленных предприятий.- Киев: Техника, 1989.-287 с.

3. ГОСТ 13109-97. Качество электрической энергии. Совместимость технических средств электромагнитная. Нормы качества электрической энергии в системах электроснабжения общего назначения. .-М.: Издательство стандартов, 1998.-70 с.

4. Жежеленко И.В., Рабинович М.Л., Божко В.М. Качество электроэнергии на промышленных предприятиях.-Киев: Техника, I99I.-160 с.

5. Вагин В. Я. Борисов Б. П. Электромагнитная совместимость электротехнологических установок и питающих сетей. Техничская электродинамика 1986. N2 39с.

6. Борисов Б.П., Вагин В.Я. Электроснабжение электротехнологических установок.-Киев: Наукова думка, 1985.-244 с.

7. Иванов B.C., Соколов В.И. Режимы потребления и качество электроэнергии систем электроснабжения промышленных предприятий.- М.: Энертоатомиздат, 1987.-336 с.                          

8. Вагин Г.Я. Режимы электросварочных машин.- М.: Энергоатомиздат, 1985.-150 с.

9. Шидловский А.К-, Куренный Э.Г. Введение в статическую динамику  систем электроснабжения.- Киев: Наукова думка, 1994.-272 с.

 

10. Жежеленко И.В. Высшие гармоники в системах электроснабже­ния промпредприятий. -М.: Энергоатомиздат. 1984.-160 с.

11. Аррилага Дж., Бредли Д., Боджер II. Гармоники в электричеких системах / Пер. с англ.-М.: Энергоатомиздат, 1990.-320 с.

12. Ершов А.М. Электроприемники промышленных предприятий.-Челябинск: ЧПИ, 1990.-65 с.

 

13. Правила устройства электроустановок.-М.: Энергоатомиздат, 2000.-648 с.

14. Жежеленко И.В., Шиманский О.Б. Электромагнитные помехи в системах электроснабжения промышленных предприятий.-Киев: Высшая школа, 1986.-116 с.                                                                        

.

15. Халилов Ф.Х. Коммутационные перенапряжения в сетях 6-10 кВ // Промышленная энергетика.-1985.-№11.- с 37-40.

16. Кочкин В.И., Обязуев А.П., Сальников О.Е. Тиристорные компенсаторы на основе конденсаторных батарей // Электрические станции.-1988.-№6.-с. 56-60.

17. Железко Ю.С, Качество электроэнергии в сетях и электромагнитная совместимость электрооборудования // Электротехника.-1989.- №7. -с. 73-77.  

18. Осипов О.И., Усынин Ю.C. Промышленные помехи и способы их подавления в вентильных электроприводах постоянного тока.-М.: Энер­гия, 1979.-78 с.

19. Вагин Г.Я. Состояние и перспективы развития систем электро­снабжения промышленных предприятий // Промышленная энергетика.-1989. №11.-с. 27-31.    

20. Жежеленко И.В. Показатели качества электроэнергии и их контроль на промышленных предприятиях.-М.: Энергоатомиздат, I986.-168 с.

21. Эффективные режимы работы .электротехнологических установок / И.В.Жежеленко, В.М.Божко, Г.Я.Вагин, М.Л.Рабинович. -Киев: Техника 1987.-183 с.  

22. Статические компенсаторы для регулирования реактивной мощ­ности / Под ред. Р.М.Матура. Пер.  с англ.-М.: Энергоатомиздат, 1987.-156 с.               -

23. Статические компенсаторы реактивной мощности в электричес­ких системах.-М.: Энергоатомиздат, 1990.-174 с.

24. Ершов A.M., Петров О.А. Компенсация реактивной мощности в системах электроснабжения промышленных предприятий. Челябинск: ЧПИ, 1989.-Ч.2.-49 с.           

25. Частотные характеристики узлов нагрузок сетей промышленных предприятий / М.: Энергия, I987.-2I6 с.   И.В.Жежеленко, А.М.Липский, Л.А.Чубарь и Др. // Элек­тричество. -1982. -№3.-с. 3- 10.  

.

26. Железко Ю.С. Компенсация реактивной мощности и повышение качества электроэнергии.-М.: Энергоатомиздат, 1985.-224 с.

27. Инструкция по эксплуатации средств защиты от перенапряжений. И. 34-70-021-85.-М.: Союзтехэнерго, I986.-I30 с.

28. Справочник по электроснабжению и оборудованию. T.I: электроснабжение. / Под общ. ред А.А.Федорова.- М.: Энергоатомиздат, I986.-568 с.

29. Указания по проектированию компенсации реактивной мощности в электрических сетях промышленных предприятий // Инструктивные материалы Главгосэнергонадзора.-М.: Энергоатомиздат, 1986.- 352 с.

30. Влияние дутовых сталеплавильных печей на системы электроснабжения / Под ред. М.Я.Смелянского, Р.В. Минеева.-М.: Энергия, I995.-I84 с.        

31. Голоднов Ю.М. Самозапуск электродвигателей.- М.: Энергоатомиздат, 1985.-136 с.  

32. Сыромятников И.А. Режимы работы асинхронных и синхронных электродвигателей.- М.: Энергоатомиздат, 1992.-237 с.

               

 

---

Дата добавления: 2021-12-10; просмотров: 30; Мы поможем в написании вашей работы!

Поделиться с друзьями:

---

---

Мы поможем в написании ваших работ!