/
Author: Слодарж М.И.
Tags: электротехника электродвигатель релейная защита электроустановки автоматические системы
Year: 1977
Similar
Text
СлодщшМЛ.
«Режимы работы, релейная запрета
и автомата синхронных
электродвигателей»
6П2.1
С 48
УДК 621.313.323.004.1
Слодарж М. И.
С 48 Режимы работы, релейная защита и автоматика
синхронных электродвигателей. М., «Энергия», 1977.
216 с. с ил.
В книге рассмотрены режимы работы синхронных двигателей, их
поведение при пуске, самозапуске, коротких замыканиях в сети и при
перерывах питания с последующим действием устройств АПВ и АВР.
На основании анализа процессов, происходящих в синхронных
двигателях при различных режимах, сформулированы требования
к устройствам релейной защиты и автоматики самих двигателей и
элементов питающей сети.
Изложены принципы и методика выбора и расчета устройств ре-
лейной защиты и автоматики электроустановок с синхронными элек-
тродвигателями.
Приведены инженерные методы определения параметров син-
хронных двигателей по каталожным и экспериментальным данным.
Книга предназначена для инженеров, занимающихся проектиро-
ванием и эксплуатацией электроустановок с синхронными двигателями,
может быть полезна студентам старших курсов электроэнергетических
вузов и факультетов при курсовом и дипломном проектировании.
30312-053 «
С ~051(<)1)-77 ~ 265~76 6П2
© Издательство «Энергия», 1977.
ПРЕДИСЛОВИЕ
Непрерывный рост количества и единичной
мощности синхронных двигателей, применяемых
в промышленности и на электростанциях, предъяв-
ляет особые требования к выполнению устройств
релейной защиты и автоматики электроустановок
с синхронными двигателями.
Правильное решение вопросов выбора и расче-
та устройств релейной защиты и автоматики син-
хронных двигателей и элементов питающей сети
для обеспечения надежной работы электроустано-
вок с такими двигателями возможно только при
ясном представлении о характере процессов, про-
исходящих в этих двигателях при различных режи-
мах их работы, а также при переходных процессах
в питающей сети.
В книге рассмотрены режимы работы синхрон-
ных двигателей и изложены принципы и методы
выбора и расчета устройств релейной защиты и
автоматики электроустановок с синхронными дви-
гателями.
План предлагаемой книги был составлен авто-
ром совместно с Л. С. Линдорфом. Тяжелая бо-
лезнь не позволила Л. С. Линдорфу принять непо-
средственное участие в написании книги.
Автор выражает свою глубокую благодарность
доктору техн, наук профессору Д. А. Арзамасцеву
и сотрудникам кафедры электрических станций,
сетей и систем Уральского политехнического инсти-
тута канд. техн, наук доценту Л. Л. Богатыреву и
канд. техн, наук В. П. Федотову, а также;.канд.
техн, наук Ю. Е. Гуревичу и канд. техн, наук
Я. С. Гельфанду (ВНИИЭ) за ряд ценных замеча-
ний по содержанию и методике изложения настоя-
щей книги.
Все замечания и пожелания по книге автор про-
сит направлять по адресу: 113114, Москва, М-114,
Шлюзовая наб., 10, изд-во «Энергия».
Автор
ВВЕДЕНИЕ
| Синхронные электродвигатели, обладая значительными технико-
экономическими преимуществами по сравнению г другими двигателя-
ми, особенно для привода механизмов, не требующих регулирования
частоты вращения, находят все более широкое применение| Непрерыв-
но растет единичная мощность синхронных двигателей, применяемых
в промышленности, которая в настоящее время превосходит 20 МВт.
В ближайшие годы единичная мощность синхронных электродвигателей,
которые будут использоваться для привода мощных воздуходувок,'-до-
стигнет 60 МВт.
Синхронные электродвигатели находят широкое применение для
привода механизмов вентиляторного типа, центробежных насосов, порш-
невых компрессоров, шаровых мельниц, преобразовательных агрегатов
и др.
Механизмы вентиляторного типа, как-то: турбовоздуходувки, тур-
бокомпрессоры и эксгаустеры характеризуются начальным статическим
моментом при трогании и моментом, имеющим квадратичную зависи-
мость от частоты вращения. Как правило, для привода таких механиз-
мов используются быстроходные двухполюсные турбодвигатели.
Для центробежных насосов характерна зависимость напора от квад-
рата частоты вращения, а производительность — от первой степени ча-
стоты вращения; при этом сопротивление на валу изменяется пропор-
ционально квадрату частоты вращения, а мощность на валу — пропор-
ционально третьей степени частоты вращения.
Моменты сопротивления шаровых мельниц и поршневых компрес-
соров практически не зависят от частоты вращения. Для привода таких
механизмов используются явнополюсные двигатели с частотой враще-
ния 600—300 об/мин и ниже.
Синхронные двигатели используются также для непосредственного
привода прокатных станов, работающих с постоянной частотой враще-
ния. Синхронные электродвигатели, применяющиеся в преобразователь-
ных агрегатах, используемых для привода прокатных станов, работают
в режиме резкопеременных нагрузок.
1 Использование синхронных электродвигателей предъявляет особые
требования к схеме питания, вместе с тем эти двигатели существенно
влияют на схему электроснабжения промышленного предприятия/ По-
этому, прежде чем переходить к основному содержанию книги, рассмот-
рим вкратце наиболее часто применяемые схемы электроснабжения со-
временного промышленного предприятия.
Электроснабжение современных крупных промышленных предприя-
тий осуществляется, как правило, от мощных энергосистем. Наиболее
характерной является схема, когда электроснабжение предприятия осу-
ществляется от ряда главных понизительных подстанций (ГПП), полу-
чающих питание от районной энергетической системы по ВЛ 110—
4
220 кВ. В связи с ростом мощности промышленных предприятий наблю-
дается тенденция к повышению напряжения питающих ВЛ до 500 кВ.
Схема стороны высшего напряжения ГПП зависит от питающего
напряжения и от количества линий и силовых трансформаторов. При
общем количестве присоединений на высшем напряжении 110—220 кВ
более шести применяется схема с двумя рабочими и обходной система-
ми шин, как показано на рис. В-1. Для повышения надежности питание
такой подстанции осуществляется, как правило, по нескольким ВЛ от
независимых источников питания (ИП). Очень часто электроснабжение
промышленных предприятий или
отдельных энергоемких цехов
осуществляется от двухтранс-
форматорных подстанций. Пита-
ние таких подстанций произво-
дится от Двух ВЛ ПО—220 кВ.
На высшем напряжении такой
подстанции применяется схема
мостика с выключателями в це-
пях линий и перемычке (рис.
В-2,«). При транзите мощности
через подстанцию выключатели
устанавливаются в цепях транс-
форматоров (рис. В-2,б).
В последние годы стали ши-
роко применяться упрощенные
подстанции (УПС) без выключа-
телей на стороне высшего на-
пряжения (рис. В-3); питание
таких подстанций осуществляет-
ся, как правило, глухими ответ-
влениями от магистральных ли-
ний ПО—220 кВ. Поврежденный
трансформатор на такой под-
станции отключается отделите-
лем (ОД) в бестоковую паузу,
т. е. после отключения питаю-
щей магистральной линии ПО—
220 кВ. Для ускорения отключе-
ний питающей линии, в том чис-
ле и при работе газовой защиты
трансформатора, предусматрива-
ется специальный короткозамы-
катель (КЗ), который создает
однофазное к. з. на выводах
трансформатора и обеспечивает
надежное действие защиты ВЛ
ПО—220 кВ. Возможна также
передача импульса на отключе-
ние питающей линии по специ-
альному каналу связи (УКВ, ВЧ
и др.), в этом случае короткоза-
мыкатель выполняет функции
резервирования.
Рис. В-1. Схема высшего напряжения ГПП
при числе присоединений НО кВ, превы-
шающем семь.
Рис. В-2. Схема высшего напряжения двух-
трансформаторной подстанции.
а — перемычка подключена к трансформаторам;
б — перемычка подключена к линиям.
5
Рис. В-3. Схема УПС с двумя трансформа-
торами и двумя питающими линиями.
Крупные промышленные
предприятия зачастую имеют
свою тепловую электростанцию
ТЭС или ТЭЦ, которая снабжает
тепловой энергией предприятие и
близлежащий поселок и служит
вторым независимым источником
снабжения электроэнергией осо-
бо ответственных потребителей,
не терпящих перерыва питания.
ТЭЦ промышленных предприя-
тий, как правило, работают па-
раллельно с энергосистемой.
Связь с энергосистемой осу-
ществляется в большинстве
случаев на напряжении ПО—
220 кВ.
Двухобмоточные трансформаторы на ПО—220 кВ мощностью
25 МВ-А и выше выпускаются в настоящее время с расщепленными
обмотками 6—10 кВ. Указанное в некоторой степени обусловливает схе-
му 6—10 кВ ГПП. Основные типы отходящих линий выключателей,
применяемых в настоящее время, на напряжении 6—10 кВ (выключате-
ли ВМП-10 и ВМГ-10) имеют ток отключения 20 кА. Поэтому схему
ГПП «а стороне 6—10 кВ можно выполнить без специальных мероприя-
тий по ограничению токов короткого замыкания (реактирования) при
мощности трансформаторов, не превышающих 32 МВ-А при напряже-
/
Рис. В-4. Установка реакторов для ограничения тока короткого замыкания.
а — индивидуальные или групповые иа отходящих кабельных линиях; б — в цепях вводов транс-
форматора.
нии 6 кВ и 40 МВ-А—при 10 кВ. Когда мощность синхронных двига-
телей, подключенных к шинам 6—10 кВ ГПП, превышает 5 МВ-А, мощ-
ность питающих трансформаторов (с расщепленными обмотками на
стороне низшего напряжения), при которых не требуется реактирова-
ния для ограничения тока короткого замыкания, еще ниже. Реакторы
для ограничения тока короткого замыкания устанавливаются на отхо-
дящих кабельных линиях, зачастую групповые для нескольких линий
6
(рис. В-4,а) или в цепи трансформатора (рис. В-4,б). С точки зрения
уменьшения капитальных затрат, а также по соображениям облегчения
строительной части закрытого распределительного устройства (ЗРУ)
ГПП второй вариант предпочтительнее. Первый вариант обеспечивает
лучшие условия для пуска и самозапуска электродвигателей. При этом
варианте повышается также устойчивость их работы в переходных ре-
жимах.
Как правило, непосредственно от шин ГПП получает питание толь-
ко часть потребителей, расположенных поблизости от ГПП. Электро-
снабжение таких потребителей, как компрессорные, насосные и др.,
осуществляется чаще всего от специальных подстанций, питаемых дву-
мя кабельными линиями от разных трансформаторов и разных секций
шин ГПП.
Такие подстанции (рис. В-5) обычно имеют две секции шин, рабо-
тающие раздельно. Секционный выключатель включается от действия
устройства АВР при отключении
одного из вводов. Подстанции осо-
бо ответственных потребителей, не
допускающих кратковременного пе-
рерыва электроснабжения (домен-
ные насосные и др.), питаются тре-
мя вводами и имеют три секции
шин. При этом всегда (в том числе
и в ремонтных режимах) должны
находиться в работе не менее двух
агрегатов, питаемых от двух секций
шин и от двух вводов.
Крупные синхронные двигатели
Рис. В-5. Схема цеховой подстанции
с двумя вводами.
мощностью 12 МВт и более
(иногда и- меньшей мощности) зачастую питаются непосредственно от
шин высшего напряжения (35—ПО кВ) по схеме блока трансформа-
тор —- двигатель.
Изложенное далеко не исчерпывает все возможные варианты при-
меняемых схем электроснабжения промышленных предприятий, вместе
с тем оно достаточно наглядно показывает влияние характера нагруз-
ки (особенно наличия синхронных двигателей) на выбор того или иного
варианта схемы электроснабжения.
Таким образом, при проектировании и эксплуатации электроуста-
новок с синхронными двигателями необходимо ясно представлять пове-
дение этих двигателей при различных режимах, а именно: при работе
с синхронной скоростью, при пуске, при коротких замыканиях в сети,
при самозапуске, обусловленном восстановлением напряжения после
отключения короткого замыкания, и при работе устройств АПВ и АВР.
Для синхронных электродвигателей представляется также весьма важ-
ным правильно оценить условия" успешной ресинхронизации при выпа-
дении из синхронизма.
Общая теория синхронной машины, разработанная рядом авторов
[Л. 1—5] в 30-х—40-х годах, позволяет с достаточной для практики
точностью ответить на все вышеперечисленные, а также на ряд других
вопросов, представляющих интерес для эксплуатации.
В настоящей книге приводятся вкратце общая теория синхронной
машины и на основании ее решение ряда вопросов по режимам работы
синхронных электродвигателей, релейной защите и автоматике, пред-
ставляющих значительный интерес для эксплуатации.
7
За основу при рассмотрении процессов, происходящих в синхронном
двигателе, берут общепринятый метод анализа явлений, происходящих
по оси полюсов d (продольная ось) и перпендикулярной ей поперечной
оси q.
ГЛАВА ПЕРВАЯ
ОСНОВНЫЕ СВОЙСТВА СИНХРОННЫХ ДВИГАТЕЛЕЙ
1-1. ПРИНЦИП РАБОТЫ
Условием работы синхронного двигателя является наличие вращаю-
щегося магнитного поля, создаваемого токами, протекающими в обмот-
ках статора и ротора (индуктора), в обмотке которого протекает по-
стоянный ток.
Вращающееся магнитное поле у обычных синхронных (и асинхрон-
ных) двигателей промышленного назначения возникает при подключе-
нии симметричного, синусоидально-изменяющегося во времени трехфаз-
ного напряжения к трем обмоткам, расположенным на статоре (якоре)
и сдвинутым в пространстве на угол 2л/3. В этом случае возникает ре-
зультирующее магнитное поле, ось которого будет вращаться с угловой
частотой, 1/с, со=2 л/, совершая полный оборот за время т= 1/Д равное
периоду питающего напряжения’переменного тока. Если обмотку ста-
тора выполнить многополюсной с полюсным шагом л/р, где р— число
пар полюсов, то три пульсирующих поля будут сдвинуты в пространст-
во на угол 2л/3р, и в результате получится 2р-полюсное вращающееся
поле, имеющее частоту вращения 1/с, . (2л/)/р или об/мин (2f-30)/p.
Вращающееся магнитное поле индуктирует в обмотках статора и рото-
ра э. д. с. При неподвижном роторе частота э. д. с. и токов в его кон-
турах совпадает с частотой э. д. с. и тока в обмотке статора и равна
частоте напряжения питающей сети.
В результате взаимодействия вращающегося магнитного поля
с контурами на роторе, в которых протекает ток, возникает электромаг-
нитный момент вращения, и ротор начинает вращаться в направлении
вращения поля. Если двигатель не нагружен, частота вращения ротора
может достичь частоты вращающегося магнитного поля. В этом случае
наведенные в контурах ротора э. д. с. и токи, а также электромагнит-
ный момент вращения станут равными нулю. В реальных условиях
даже ненагруженный двигатель должен преодолевать сопротивление сил
трения, поэтому установившаяся частота вращения, характеризуемая
равенством электромагнитного момента вращения моменту сопротивле-
ния механизма, будет несколько меньше частоты вращения поля. Раз-
ность частоты вращения поля и частоты вращения ротора, отнесенная
к частоте вращения поля, называется скольжением и обозначается бук-
вой s. Частота наведенных в контурах ротора э. д. с. и токов равна
частоте скольжения, т. е. fP=fiS, а частота вращения ротора будет
равна:
n=-y(h-fPj. (1-1)
Все вышеизложенное справедливо как для асинхронного двигателя,
так и для синхронного двигателя с обмоткой возбуждения, не подклю-
ченной к источнику постоянного тока.
8
Из (1-1) видно, что частота вращения ротора двигателя зависит от
частоты токов в контурах ротора. Если обмотку ротора подключить
к источнику напряжения с заданной частотой, то токи в этой обмотке
будут зависеть не от наведенной э. д. с., а от напряжения источника, и
частота вращения ротора будет наперед задана частотой источника на-
пряжения, подключенного к обмотке ротора. Такой двигатель называ-
ют двигателем двойного питания.
В частном случае Двигателя двойного питания, когда обмотка ро-
тора подключается к источнику постоянного тока, т. е. когда fp—O, ча-
стота вращения ротора будет пропорциональна частоте сети. Такой
двигатель называется синхронным двигателем. Постоянный ток, проте-
кающий по обмотке возбуждения ротора, создает магнитное поле, не-
подвижное относительно ротора. Принцип действия синхронного дви-
гателя заключается, таким образом, в том, что магнит, закрепленный
на валу, приводится в движение вращающимся магнитным полем, в ко-
тором он расположен. /
При отсутствии нагрузки на валу двигателя ось магнитного поля,
создаваемого постоянным током, протекающим через обмотку возбуж-
дения, расположенную на роторе, совпадает по направлению с осью
результирующего вращающегося магнитного поля, обусловленного то-
ками в обмотках статора, и угол между этими осями 6=0. Если же
двигатель будет преодолевать момент сопротивления, то ротор, продол-
жая вращаться синхронно с вращающимся магнитным полем статбра,
развернется относительно оси этого поля на некоторый угол 6^=0 в сто-
рону отставания. Очевидно, что с увеличением момента сопротивления
на валу двигателя угол б будет увеличиваться. По этой причине угол 6
называют также углом нагрузки. При некотором критическом значении
нагрузки электромагнитный момент, обусловленный взаимодействием
потокосцепления, создаваемого токами обмоток статора и током обмот-
ки возбуждения, может стать меньше момента сопротивления нагруз-
ки; при этом угол нагрузки 6 будет резко увеличиваться, и ротор начнет
проворачиваться, т. е. нарушается синхронная связь двигателя с питаю-
щей сетью. В таких случаях говорят, что двигатель «выпал из синхро-
низма».
Выпадение из синхронизма возможно и при неизменном моменте
сопротивления на валу двигателя в результате уменьшения электромаг-
нитного момента вращения, которое может произойти вследствие сни-
жения напряжения питающей сети или из-за уменьшения тока возбуж-
дения.
1-2. ОСНОВНЫЕ ПАРАМЕТРЫ, ХАРАКТЕРИЗУЮЩИЕ РАБОТУ
СИНХРОННОГО ДВИГАТЕЛЯ В СТАЦИОНАРНОМ РЕЖИМЕ
Для анализа работы двигателя в синхронном режиме определим
параметры, характеризующие синхронный двигатель.
Если обмотку возбуждения ненагруженного синхронного двигателя,
подключенного к источнику симметричного трехфазного напряжения и
вращающегося с синхронной частотой вращения, отключить от источ-
ника постоянного тока, то двигатель будет потреблять от сети намаг-
ничивающий ток. холостого хода, как асинхронный двигатель. При
скольжении s< 1 % токами в контурах ротора можно пренебречь. Схема
замещения такого двигателя (рис. 1-1) будет аналогична схеме заме-
9
щения асинхронного двигателя. Намагничивающий ток будет опреде-
ляться напряжением сети, активным сопротивлением обмотки статора
г, индуктивным сопротивлением рассеяния обмотки статора хв и ин-
дуктивным сопротивлением реакции якоря xafd (аналогично индуктив-
ному сопротивлению намагничивания для асинхронного двигателя).
'ис. 1-1. Схема замещения син-
хронного двигателя.
— по продольной оси й; б — по по-
перечной оси в.
Поскольку ротор синхронного двигателя
в отличие от асинхронного несимметри-
чен, индуктивное сопротивление реакции
якоря будет зависеть от расположения
ротора по отношению к магнитной оси
статора. Когда продольная ось ротора
(ось полюсов) совпадает с результирую-
щей магнитной осью статора (нормаль-
ное положение ротора в синхронном ре-
жиме), индуктивным сопротивлением ре-
акции якоря будет индуктивное сопро-
тивление реакции якоря по продольной
оси xafd. При таком положении ротора
намагничивающий ток, потребляемый
двигателем от сети,, будет минимальным.
Если ротор повернется по отношению
к результирующей магнитной оси стато-
ра на 90°, индуктивным сопротивле-
ием реакции якоря будет индуктивное сопротивление реакции якоря
о поперечной оси хад. Ток намагничивания, потребляемый двигателем
г сети при таком положении ротора, будет максимальным.
Пренебрегая активным сопротивлением обмотки статора г, можем
аписать:
/мн“~ j(xo + xcW)’
Т U‘
макс— }(ха + хад)-
Значение
Хо Xafd — Xd
(1-2)
(1-3)
юдставляет собой индуктивное сопротивление двигателя в синхронном
жиме и называется синхронным индуктивным Сопротивлением по про-
•льной оси.
Аналогично
Хо | -А'ог; — Хд (1'4)
синхронное индуктивное сопротивление по поперечной оси.
Обычно синхронное индуктивное сопротивление определяется для
асьпценной машины.
Изложенный метод определения индуктивных сопротивлений (ме-
д скольжения) дает ненасыщенное значение этих сопротивлений при
повии, что напряжение, подключенное, к двигателю на время опыта,
^0,15[7НОМ. Однако при таком значении напряжения частота враще-
я может значительно отличаться от синхронной, поэтому, как прави-
ло, требуется первичный двигатель, который должен приводить во вра-
щение испытуемую машину до скорости, близкой к синхронной (s<
<0,01) *
Синхронное индуктивное сопротивление по продольной оси ха для
ненасыщенной машины может быть определено из характеристики хо-
лостого хода и характеристики трехфазного короткого замыкания
(рис. 1-2).
Если характеристики построены в относительных единицах (отн. ед.,
т. е. в долях номинальных значений), то
будет выражено также в отн. ед.
(1-5)
По этим же характеристикам опре-
деляют отношение короткого замыкания
(ОКЗ) как отношение установившегося
тока симметричного короткого замыка-
ния при возбуждении, соответствующем
номинальному напряжению по характе-
ристике холостого хода, к номинальному
току статора:
ОКЗ = -^. (1-6)
индуктивное сопротивление
Рис. 1-2. Характеристики холосто-
го хода (х. х.) трехфазного ко-
роткого замыкания (к. з.).
Из рис. 1-2 видно, что GH=AC, a FD=K(CE), где /(=1,05—1,15,
следовательно,
окз=
1,05—1,15
ха
(1-7)
Значение ОКЗ может быть с достаточной для практических целей
точностью определено в двигательном режиме. Если с ненагруженного
двигателя, подключенного к сети с симметричным трехфазным напря-
жением, численно равным номинальному напряжению двигателя, пол-
ностью снять возбуждение, то ток статора в долях номинального будет
численно равен ОКЗ. В общем случае, если напряжение сети отличает-
ся от номинального напряжения двигателя,
ОКЗ=-Р£к (1-8)
1Н и
1-3. ОСНОВНЫЕ УРАВНЕНИЯ СИНХРОННОГО ДВИГАТЕЛЯ
Математическое описание процессов, происходящих в синхронных
электродвигателях, и построение векторных диаграмм в настоящей кни-
ге производятся с учетом следующих основных положений.
Положительное направление вращения осей — против часовой
стрелки.
* Более подробно методика определения параметров синхронного двигателя из-
ложена в гл. 7.
11
Ось полюсов d опережает поперечную ось q на 90 эл. град.
Магнитный поток (потокосцепление) любой обмотки принимается
за положительный, если его направление совпадает с положительным
направлением соответствующей оси.
Ток принимается положительным, если создаваемый им магнитный
поток (потокосцепление) обмотки, по которой он протекает, также по-
ложителен.
Полярность э. д. с. такова, что она препятствует изменению потоко-
•сцеплений и удовлетворяет уравнению е=—d^/dt.
Составляющие параметров по продольной и поперечной осям (ток,
напряжение и т. д.) обозначаются в соответствии с осью, к которой они
относятся.
Относительные единицы. В данной книге все уравнения, соотноше-
ния и формулы написаны в относительных единицах.
В качестве базисного напряжения принимаются:
амплитуда номинального фазного напряжения
Пб=]/2Па.ф;
базисный -ток
1^2 /и.ф!
базисная мощность
Рб = -|-IW6= -^-^н.ф/и.ф-2 — ЗПн.ф/н.ф = 5н;
базисное сопротивление
rt. — — z,-----------------=
базисная угловая частота
<об=<оо=2л/ю=314 рад/с;
базисное время
Ь>о
синхронная угловая частота, отн. ед.
®>О _ 1.
о.е = ~---1;
“б
время, отн. ед.
*=^==*fc)<»<>=314f(c),
т. е. 1 с соответствует 314 отн. ед. времени;
базисная единица для индуктивности
£б = —
“б /6Сд0
(1-9)
(1-Ю)
(1-Н)
(1-12)
(1-13)
(1-14)
(1-15)
Как это видно из (1-12) и (1-15), при синхронной скорости индук-
тивность и индуктивное сопротивление в относительных единицах чис-
ленно равны.
12
Базисная единица для потокосцепления
iF6=Lf/6 = ^-; (1-16)
базисная единица для момента
тб=Рб-1-=-|-1/с7б-^=^-’Гб/б. (1-17)
<й, 2 <0„ 2 ' '
(1-18)
Нетрудно заметить, что момент, отн. ед., численно равен произве-
дению потокосцепления, отн. ед., на ток, отн. ед. (без коэффициента
3/2). В самом деле,
то.етб — (<JWo.e) -f-It- ==
Wq 4 <и0
__ 3 /Л I \ 1^2 ^н.фт/сГу _______Ф .- З^и.ф^н.ф
— о Сго-е1°-е/-------[/ £. I н.ф — уо.еЛо.е---•
z С00 юо
Полученное значение дает момент машины в именованных едини-
цах, следовательно, утверждение, что момент, отн. ед., численно равен
произведению потока, отн. ед., на ток, отн. ед., справедливо.
Аналогичное соотношение получается и для активной мощности:
fflo-e == фо.е!о.е>
7>о.е —- Wo.eio.eCOS
Связь между роторными и статорными величинами.
Для спрямленной характеристики холостого хода справедливо вы-
ражение
где lfK — истинное значение тока возбуждения, отнесенное к ротдрной
цепи; //я — значение тока возбуждения, приведенное к обмотке якоря.
В дальнейшем индекс «я» будет опускаться и под If, если не будет
специальной оговорки, будет подразумеваться ток возбуждения, приве-
денный к обмотке якоря.
При £,= 1,0 Ifn^If^^If^Xad— 1, откуда
7д0= * ’ (Ы9а)
Xad
где Ifo — ток возбуждения при холостом ходе и номинальном напря-
жении.
Из (1-11) и (1-17) видно, что при синхронной скорости мощность
и момент, оти. ед., численно равны. В дальнейшем индекс «о. е» опу-
скается, поскольку все величины приводятся только в отн. ед.
Обобщенный вектор. При анализе режимов работы и процессов,
происходящих в синхронных двигателях, удобно вместо напряжений, то-
ков и потокосцеплений отдельных фаз рассматривать обобщенный век-
тор напряжения, тока и потокосцепления, характеризующий результи-
рующее действие симметричной трехфазной системы. При вращении
обобщенного вектора в ту же сторону, что и системы трех векторов,
чередование осей времени фаз нужно принять противоположным чере-
дованию векторов фазных величин.
13
Обобщенный вектор напряжения симметричной трехфазной систе-
мы можно выразить через фазные значения
- 9
и = (Ua+аиь + cc’Ue), (1-20)
О
Принимая
(1-21)
получаем:
/ cos 4—=и (cos * Н- i s'n^ = ^eit • (i*^)
Полученное выражение показывает, что обобщенный вектор напря-
жения имеет амплитуду, равную амплитуде фазного напряжения, и
равномерно вращается с частотой сети от оси фазы а по направлению
к оси фазы 6. Осью отсчета угла является ось фазы а.
Зная положение обобщенного вектора напряжения в пространстве,
можно однозначно определить мгновенные значения фазных величин
как проекции обобщенного вектора на оси а, b и с.
Нетрудно заметить, что
Re U = Re (Uejt)=U cost=ua',
Re (а2Й) = Re
(1-23)
Re (at/) = Re Ue
Аналогично (1-20) определяется обобщенный вектор тока, характе-
ризующий результирующее действие токов в обмотках всех трех фаз,
создающих вращающееся магнитное поле постоянной амплитуды:
2
I = -г- (to + aib + аЧс)
О
при го = I cos (f 4-
/2 х
1ь~1 cos It------------------------------?)>
ic—Г cos (t -j- -|- эт Ц- 9);
I = I [cos (f + <p) + j sin (t-f- <p)] = le1'(*+<p).
(1-24)
(1-25)
(1-26)
14
Как и для напряжения, осью отсчета угла является ось фазы а,
т, е. обобщенные векторы напряжения и тока по (1-22) и (1-25) опреде-
лены в неподвижной координатной системе, жестко связанной со ста-
тором двигателя.
Вращающаяся система координат. При исследовании различных
процессов в двигателях часто целесообразно использовать координат-
ную систему, жестко связанную с ротором. Поскольку роторы синхрон-
ных двигателей обладают различной магнитной проводимостью по про-
дольной d и поперечной q осям, целесообразно пространственные векто-
ры U, 1, Ч’’ разложить на составляющие в направлениях d и q.
Переход от неподвижной системы координат, жестко связанной со
статором, к вращающейся системе координат, жестко связанной с рото-
ром, осуществляется перемножением пространственных векторов £7, I,
Ч'' на поворотный вектор е п, где
Y=Tc+G>f (1-27)
представляет собой угол между осью фазы а статора и осью полюсов
d ротора. На рис. 1-3 показано взаимное расположение осей а, Ь, с,
жестко связанных со статором двигателя,
и осей d, q, жестко связанных с ротором.
Обобщенный вектор напряжения, имеющий
по отношению к оси фазы а статора угол t,
имеет по отношению к системе координат
d, q, связанной с ротором, угол у—t. Итак,
во вращающейся системе координат, жест-
ко связанной с ротором, обобщенный век-
тор напряжения будет:
и =U^e41 -= Ue~l (т"°. (1-28)
В координатах d, q ротор синхронного
1
Рис. 1-3. Взаимное расположе-
ние осей а, Ь, с, +d, q, +j.
от времени.
двигателя неподвижен, а статор вращается
в сторону, противоположную действитель-
ному направлению вращения ротора. При
синхронной скорости (’V=’Vo+'O обобщен-
ный вектор напряжения в системе коорди-
нат d, q будет величиной, не зависящ<
Для определения составляющих напряжения по осям d и q пред-
ставим выражение для обобщенного вектора напряжения во вращаю-
щейся системе координат в комплексной форме, совмещая веществен-
ную ось с осью d, а мнимую — с —q (рис. 1-3):
2
U—Ud — juq — -g-(ua4-аиь + a?uc)e л =
ua cos у 4- иъ cos (у--~i~uc cos ^y
. . . f 2 x . . f
nrtsinY4'Mbsln (Y------§- wl-f-ttcsm I y-
откуда
2 Г
Ud= -g-1 Цд COS
2 Г • I - f
П,—-3- Ha SttlY 4-«ь Sin 1 Y —
(1-29)
15
Обратный переход от системы координат d, q, жестко связанной
с ротором, к статорной системе координат производится перемножени-
ем значений в роторной системе координат на поворотный вектор е,л»
а именно:
U — ие‘у = (ил — juq) е1'.
(1-30)
На основании (1-29) и (1-22) можно, зная и^-ил—jug в системе
координат, связанной с ротором, определить фазные напряжения иа,
иь, ис:
иа = Re U = Re [(ил — jug) eir] = Ud cos у 4~«« siny;
ub — Re (a?U) = Re | (n<i — jug) e - 3 ) =
==«dcos^y----|-wJj-«9sin^Y—
[.I ,2 \T
i It +§-”)
(Ud — juq) e ' > =
= ud cos fy|—~ n j+«? sin fy + -f-«)•
1
(1-31)
Аналогичные формулы перехода от статорной системы координат
к роторной и обратно справедливы для токов и потокосцеплении.
Уравнения напряжения. Уравнения равновесия э. д. с и падений
напряжений для синхронных двигателей, составляются по отношению
к напряжению сети, находящемуся в противофазе с напряжением дви-
гателя.
Для каждой обмотки двигателя напряжение сети уравновешивает- ‘
ся падением напряжения в активном сопротивлении и обратной вели-
чиной э. д. с.:
На — fia 4~ (—во) — Па 4—
иь = rib 4- (—eb) = rib 4-
uc = Пс 4-(—ес) — Пс 4—
।
(1-32)
Преобразование уравнений. Дифференциальные уравнения (1-32)
можно преобразовать заменой фазных переменных их составляющих
в координатах d, q.
В соответствии с (1-31) имеем:
иа ^=Ud cos у 4-Щ sin у; '
la — idCOSY-j- iq sin у;
фо = фа cos у 4~ Ф<? sin у.
(1-33)
16
Подставив выражения из (1-33) в (1-32), получим:
Ud cos у-J-и, sin Y~r (id cos у -{- i4 sin y) -4- cos у -f-
) +^siny^-F^siny+^cosy-^.
Сгруппировав члены, содержащие sin у и cosy, получим:
COSY+ + -^-)siny=O.
Полученное уравнение должно быть удовлетворено при любом зна-
чении у. Для этого необходимо, чтобы каждое из выражений, заклю-
ченных в скобки, было тождественно равно нулю. Таким образом, дан-
ное уравнение распадается на два уравнения:
. । , dy . dfyd
Md—rtd+^-^-4-^;
• , df । dtyq
(1-34)
Уравнение напряжения для обмотки возбуждения остается неиз-
(1-34а)
Потокосцепления, входящие в (1-34), соответственно равны:
п
fe=i
п
ф, = Xqiq У Xakdlkq’,
п
(1-35)
где ярд, ipg — полные потокосцепления по продольной и поперечной осям;
ф/ — потокосцепление контура возбуждения.
Индуктивные сопротивления
Xd — X^Xafd',
Xq = XQ Xaq\
Xff—Xj-^Xatd,
(l-35a)
Хаъл, Xakq — сопротивления взаимной индукции между обмоткой ста-
тора и А-й демпферной обмоткой соответственно по продольной и по-
перечной осям; Xfkd—сопротивление взаимной индукции между обмот-
кой возбуждения и k-ii демпферной обмоткой по продольной оси.
Уравнения (1-34)—(1-35) носят название уравнения Парка — Горе-
ва и были получены независимо друг от друга американским ученым
К. Н. Парком [Л. 2, 3] и советским ученым А. А. Горевым [Л. 1].
Уравнения (1-34)—(1-35) записаны в предположении отсутствия насы-
2—801 _ 17
Гч -кая”.
щения (как в отношении главного магнитного потока, так и потоков
рассеяния) и позволяют решить задачи поведения синхронных двига-
телей как в установившихся, так и переходных режимах.
В настоящее время имеются готовые программы применительно ко
второму поколению ЦВМ для решения уравнения Парка — Горева и
расчету как переходных процессов одной синхронной машины, так и
сложных систем.
1-4. ВЕКТОРНАЯ ДИАГРАММА, ОПИСАНИЕ РАБОТЫ ДВИГАТЕЛЯ
В СИНХРОННОМ РЕЖИМЕ
Векторная диаграмма, приведенная на рис. 1-4, построена с учетом
изложенных в § 1 -3 основных положений.
Вектор напряжения сети V уравновешивается обратным значением
э. д. с. двигателя —Ед, активным и индуктивным падениями напряже-
ния. Баланс напряжений составляется отдельно для оси d и отдельно
для оси д, что позволяет перейти от векторных уравнений к алгебраи-
ческим.
Из векторной диаграммы имеем:
Рис. 1-4. Векторная диа-
грамма перевозбужденного
синхронного двигателя.
— 1Л: —— rid — Xqlg — U sin б;
— Uq — ~ (—E4)-\-XdId — r!q = Ucost),
откуда
Ed — rid —J— Xgl q,
Uq — rlq— Xdld — Eq
(1-36),
На основании (1-35) и векторной диа-
граммы (рис. 1-4) можно для синхронного ре-
жима написать следующие соотношения:
Ul = — [/sinS= rld-^-tyq—rld-^-Xqlq; I
— l/COSSz^r/, — tyd=rlq — E, — Xdld- J
(1-37)
Нетрудно заметить, что уравнения (1-36)
и (1-37) для синхронного режима могут быть
получены непосредственно из (1-34) и (1-35),
поскольку в этом режиме трансформаторные
э. д. с.
dtyd___ dtyg
dt dt
=0 и Y = Y0-|-f,
т.
e.
dt____.
dt '
Из векторной диаграммы рис. 1-4 можем также определить состав-
ляющие тока по осям d и д'.
— Zsin(S-4-y); 1
Iq — — 7cos(8-(-<?). J
Из (1-37) для r=0
ld=---------------------------------
ж U sin 6 |
• О------------“ I
4 Хд ’
(1-38)
(1-38а)
18
1-5. АКТИВНАЯ МОЩНОСТЬ, МОМЕНТ, СТАТИЧЕСКАЯ ПЕРЕГРУЖАЕМОЕ,
УГОЛ НАГРУЗКИ
Активная мощность синхронного двигателя
Р=Ке(щ*)=Ке [(«rf — juq) (id + jiq)] =udld-\-u4i9, (1-39)
где i*'— сопряженное значение тока i—id—jiq.
Подставляя в (1-39) соответствующие значения из (1-37) и (1-38),
получаем:
P=UI [sihCsin (б+<р) +cos6 cos (6+<p)] = Ulcos<p.
Подставляя в (1-39) вместо ud и uq их значения из (1-37), выра-
женные через токи и потокосцепления, получаем:
Р= (i2d 4- »\) г 4- (ф,1а — <М,)-
Первое 'слагаемое полученного выражения представляет собой по-
тери в активном сопротивлении обмотки статора, второе слагаемое —
мощность, передаваемую из сети на вал двигателя. В относительных
единицах эта мощность численно равна моменту вращения
m = tyqid — ф^. (1-40)
Определим момент синхронного двигателя в зависимости от напря-
жения сети U, э. д. с. двигателя Eq и угла нагрузки б, представляющего
собой угол между результирующим вектором напряжения сети и по-
перечной осью двигателя.
Подставляя в (1-40) выражения для потокосцепления и тока из
(1-37) и (1-38а), получаем:
г, . сfUcosS—Ео TJ ~—l/sin®
tn — — U sin 8 ------— V cos 8-----.
Xd Xq
После преобразования получим:
—^sinS-j-f-A- О"41)
Первое слагаемое момента тЕ зависит от возбуждения Eq=xaidlf,
и при отсутствии возбуждения равно нулю. Второе слагаемое тр обу-
словлено несимметрией ротора \xd^xq) и зависит только от квадрата
напряжения сети. Количественно оно составляет примерно 10—20%
первого слагаемого. По этой причине малонагруженные (не более 30—
40%) явнополюсные синхронные двигатели могут втянуться в синхро-
низм при пуске и продолжать синхронно работать без возбуждения. Для
турбодвигателей, как правило, принимается xd=xq, и второе слагаемое
не учитывается.
Статическая перегружаемость. Определим максимальное значение
момента при неизменном токе возбуждения и неизменном напряжении
сети. Максимум момента будет соответствовать углу б, определяемому
из условия
cos 6 4-cos 26 = 0. (1-42)
db Xd XdXq
Решение уравнения (1-42) дает:
8 - mrrm +8 Л-43)
— arccos 4U*(Xd — Xq) k 7
9*
IQ
Рис. 1-5. Зависимость момента
синхронного двигателя от
угла 6.
Физический смысл выражения (1-43) хорошо виден на рис. 1-5, по
которому определим статическую перегружаемость (предел статической
устойчивости) синхронного двигателя. Из рис. 1-5 видно, что макси-
мальный момент, который может передаваться от сети на вал двигате-
ля, незначительно превышает амплитуду первой составляющей момен-
та, которая при номинальном напряжении сети (17=1) численно равна
Максимум момента имеет место при угле 6, близком
к 90°.
При дальнейшем увеличении нагрузки на двигатель угол 6 будет
расти, однако мощность, передаваемая от сети, будет уменьшаться, что
вызовет лавинообразное увеличение угла и нарушение синхронной свя-
зи двигателя с сетью.
В практических расчетах второе сла-
гаемое выражения (1-41), как правило, не
учитывается и для явнополюсных машин.
Поэтому значение EqUlxd считают пре-
дельной мощностью (моментом), которая
может передаваться от сети на вал двига-
теля, или пределом статической устойчиво-
сти. Статическая перегружаемость при
принятой системе относительных единиц
(Рб=5н) будет:
--- (1-44)
Xd cos <рн ' ’
Угол нагрузки. Угол нагрузки 6 для синхронного режима может
быть определен из выражения для Ud из (1-37), если токи подставить
из (1-38):
Ud——rlsin (5+кр)—Xqlcos (б+'ф) =—Usin5;
U sin 8 = I [r (sin 8 cos <p -f-cos 8 sin <p) -J--*-, (cos 8 cos <f — sin 8 sin <p)].
Сгруппировав члены, содержащие sin б и cos б, получим:
sin 6 (U — г I cos <р xql sin <p) = cos 8 (rl sin у x4l cos <p),
откуда
tgS^..../(;s;n.y+^cost).0-45)
° U—-/(rcosy —x^siny) ' 7
Помножив числитель и знаменатель (1-45) на напряжение и при-
нимая г=0, получим:
8г=агс^ё/Г^- (М6)
1-6. СИНХРОННЫЙ ДВИГАТЕЛЬ —источник реактивной мощности.
U-ОБРАЗНЫЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ
Перевозбужденный синхронный двигатель является источником ре-
активной мощности и используется для компенсации реактивной мощ-
ности, потребляемой асинхронными двигателями и силовыми трансфор-
маторами. Это свойство является весьма существенным при оценке тех-
нико-экономической целесообразности использования синхронных дви-
гателей.
20
Реактивная мощность равна:
Q = 1ш И*) — Im [(ud — jug) (id 4- ji9)] == Udlq — Uqid. (1-47)
Подставляя в (1-47) напряжение из (1-37) и ток из (1-38), полу-
чим:
VI [sin б cos (б+чр)—cosfisin (S-Hp) ]=—£//sin tp.
Знак «—» в выражении для реактивной мощности указывает, что
ток опережает напряжение. За положительную принята реактивная
мощность, поглощаемая индуктивной катушкой, т. е. при токе, отстаю-
щем от напряжения.
Подставляя в (1-47) вместо напряжения ий и ид соответственно
потокосцепления фе и —-фа из (1-37), для г=0 получим:
Q=‘tygig+’tydid- (1-48)
Подставляя в (1-47) вместо составляющих напряжения и тока по
осям d и q напряжение сеги V и э. д. из (1-37) и тока из (1-38а),
получаем: „
Q = — cos 5 4- Vs ( --sin2 г). (1 -49)
Xd \ Xd XdXg 1
Составляющая реактивной мощности, пропорциональная разности
синхронных индуктивных сопротивлений по продольной и поперечной
осям, имеет место у двигателей с явно выраженными полюсами (ха#=
=#Ха). При нормальных режимах нагрузки удельный вес этой состав-
ляющей незначителен. Поэтому для анализа баланса реактивной мощ-
ности при нормальных режимах достаточно учитывать первые два сла-
гаемых формулы (1-49). Если принять в (1-49) хг1=х<7, то Q=0 при
Ед cos 6 —V. Это условие соответствует работе двигателя с фазовым
углом между напряжением и током <р=0, cos<p=.I. Для соблюдения
этого условия необходимо, чтобы
Eg^^fdlf^-^U (1-50)
из (1-46) для у = 0 и г = 0,
1 — ^(l/2)2+(xeP)8 ,
ЦП ’ cosg f/г I
тогда
Для V=UH=1 зависимость тока возбуждения от нагрузки при
eos<p=l будет:
где —?—=/fe соответствует то'Ку возбуждения при холостом ходе и но-
Xafd
минальном напряжении.
Выражения (1-50), (1-51) и (1-51а) справедливы для двигателей
с массивными роторами, когда x<i=Xg. Они могут также использоваться
для оценки режима работы явнополюсных двигателей, работающих
21
в нормальных режимах. При работе Таких двигателей в режимах, близ-
ких к пределу статической устойчивости, неучет третьего члена (1-49)
может привести к значительной погрешности.
Для того чтобы двигатель работал с опережающим током, т. е. от-
давал реактивную мощность в сеть, необходимо, чтобы Eg>Usecd.
При Eq<Usec 6 ток двигателя будет отставать от напряжения сети
и двигатель будет потреблять от сети реактивную мощность намаг-
ничивания.
Рис. 1-6. Упрощенная векторная диаграмма намагничиваю-
щих сил для построения U-образной характеристики.
U-образные характеристики. Для синхронного двигателя эти характеристики
представляют собой зависимость тока якоря (статора) от тока возбуждения при
номинальной частоте вращения и неизменной нагрузке. U-образные характеристики
легко получить опытным путем в двигательном режиме. Как правило, такие характе-
ристики снимаются для холостого хода и различных значений нагрузки. Характерис-
тики позволяют также оценить способность синхронного двигателя компенсировать
потребляемую асинхронными двигателями и трансформаторами реактивную мощ-
ность.
U-образные характеристики могут быть получены из векторной диаграммы. На
рис. 1-6 приведена упрощенная векторная диаграмма магнитодвижущих сил (м. д. с.)
двигателя, подключенного к сети с неизменным симметричным напряжением и несуще-
го неизменную нагрузку Р—Z/Zcos<p=const. Поскольку U=const, то для того, чтобы
мощность 'была неизменной, необходимо, чтобы Z cos <p=const При построении диа-
граммы рис. 1-6 принято *о=0, г=0 и хл—Xq. При таких допущениях результирую-
щая м. д. с. F, представляющая собой геометрическую сумму м. д. с. от тока возбуж-
дения Ff и м. д.с. реакции якоря Fa, будет неизменной и отстающей от напряжения
на угол л/2.
При принятых допущениях угол между результирующей н. с. F и н: с. от тока
возбуждения Ff представляет собой угол нагрузки i>. Построение ведется следующим
образом. По оси ординат откладывается вектор напряжения сети U, по этой же оси
откладывается значение I cos <р. Проводится прямая АВ параллельно оси абсцисс и
отстоящая от нее на Z cos <р. При изменении возбуждения конец вектора тока будет
скользить по линии АВ. Магнитодвижущая сила реакции якоря Fa совпадает по на-
правлению с током и пропорциональна току, поэтому конец вектора Fa будет сколь-
зить по прямой CD параллельно АВ. Различные значения тока Zt, Z2, Zs соответствуют
различным значениям м. д. с. Ffi, Ff?, F/s. Поскольку м. д.с. Г/ пропорциональна току
возбуждения, то .по полученным точкам можно построить кривую зависимости l—f<(lf)
при Z7=conslt и P=const Построив такие характеристики для различных значений Р,
мы получим семейство U-образных характеристик. На рис. 1-7 приведены U-образные.
характеристики синхронного двигателя СТМ-1500-2 для Р=1300 кВт и для Р—0.
Характеристика получена опытным путем. Из рис. 1-6 видно, что чем больше
опережающий угол <р, тем больше ток возбуждения (большее значение Ff), меньше
угол нагрузки б и больше значение реактивной мощности Ш sin <р, отдаваемой двига-
22
телем в сеть. При <р=0, 1—1з', <2=0, Ff>F. При дальнейшем снижении возбуждения
Ff<F, увеличиваются ток статора и реактивная мощность, потребляемая двигателем
от сети. При 1I3 ’6=31/2. Ток возбуждения, соответствующий FfS, при заданных на-
грузках и напряжении является предельным по статической устойчивости.
Из изложенного видно, что перевозбужденный синхронный двигатель является
генератором реактивной мощности.
При правильном выборе режима возбуждения синхронных двигателей и рабочей
отпайки^ питающего трансформатора можно добиться оптимальных условий работы
сети по* уровню напряжения и по потерям в питающих трансформаторах и линиях.
В этом случае реактивные токи намагничивания, потребляемые асинхронными двига-
телями и трансформаторами, генерируются синхронными двигателями, благодаря чему
разгружаются питающие линии и трансформаторы и уменьшаются потери в сетях.
U-образные характеристики, снятые для различных (Нагрузок, позволяют решить
ряд практических задач по .режимам работы синхронных электродвигателей. U-образ-
ная характеристика, снятая при холостом ходе, позволяет определить ток возбужде-
ния холостого хода 7/о. соответствующий мини-
мальному значению тока статора по этой характе-
ристике. Отношение тока статора при холостом хо-
де двигателя и полностью снятом возбуждении
к номинальному току позволяет определить ОКЗ.
По U-образным характеристикам, снятым для раз-
личных нагрузок, можно, задаваясь предельно допу-
стимым током возбуждения (по нагреву), опреде-
лить соответствующий ток статора и максимальное
значение реактивной
тель может длительно
и т. д.
Как известно,
мощносги, которую двига-
отдавать в этом режиме
Рис. 1-7. U-образная характе-
ристика синхроииого двигателя
типа СТМ-1500-2, 6000 В,
1750 кВ-А, 168 А при холо-
стом ходе и нагрузке 1300 кВт.
для разгрузки питаю-
щей сети от реактивных токов намагничи-
вания, потребляемых асинхронными двига-
телями и трансформаторами, можно ис-
пользовать конденсаторные батареи, кото-
рые также являются генераторами реак-
тивной мощности. Однако использование
для компенсации реактивной мощности
только конденсаторных батарей может при-
вести к тяжелым авариям, поскольку при
понижениях напряжения, обусловленных
короткими замыканиями, конденсаторные
батареи резко снижают отдаваемую ими
в сеть реактивную мощность, что может
привести к лавинообразному снижению
напряжения до нуля и
полному обеСточению целого района. При использовании для компен-
сации реактивной мощности синхронных двигателей такой опасности
нет, поскольку при понижениях напряжения у синхронных двигателей,
работающих с опережающим углом чр или даже углом <р=0, при неиз-
менном возбуждении увеличивается реактивный ток, отдаваемый ими
в сеть, а у двигателей с ОКЗ >1,1—1,2 увеличивается и отдаваемая ре-
активная мощность. Использование устройств автоматического регули-
рования возбуждения, как-то: релейная форсировка возбуждения
(устройство быстродействующего возбуждения УБВ), устройство компа-
ундирования (УК), автоматический регулятор напряжения (АРН)
обеспечивают резкое увеличение отдаваемой синхронными двигателями
реактивной мощности при снижении напряжения вне зависимости от их
режима работы и ОКЗ, что является мощным средством повышения
устойчивости работы сети и системы в целом. Количественное соотно-
шение мощности синхронных двигателей и конденсаторных батарей для
23
компенсации реактивной мощности решается конкретно для каждой
сети (узла системы) на основании технико-экономических расчетов
[Л. 37].
1-7. ОСНОВНЫЕ ПАРАМЕТРЫ, ХАРАКТЕРИЗУЮЩИЕ РАБОТУ
СИНХРОННОГО ДВИГАТЕЛЯ В НЕСТАЦИОНАРНОМ РЕЖИМЕ
Внезапное короткое замыкание
В ранее рассмотренных установившихся синхронных режимах ра-
боты двигателя предполагалось, что ток возбуждения зависит только от
напряжения возбуждения и не зависит от тока статора. При резких
изменениях тока статора, обусловленных внезапным коротким замыка-
нием, увеличивается магнитный поток, обусловленный этим током. По-
скольку результирующий магнитный поток, сцепленный с обмотками
статора и ротора, не может измениться скачкообразно, то в обмотках
ротора возникают свободные токи. Для продольной оси различают
медленно затухающие (переходные) составляющие токов в контурах
ротора и статора, значения которых и скорость затухания зависят от
изменения общего магнитного потока контуров ротора, и быстро зату-
хающие (сверхпереходные) составляющие, зависящие от изменения
взаимного потока рассеяния этих контуров.
Электромагнитные процессы в синхронном двигателе при внезапном
коротком замыкании на его выводах протекают точно так же, как и
в синхронном генераторе. Эти вопросы подробно изложены в [Л. 5].
Здесь мы ограничимся только тем, что напомним, что при внезапном
коротком замыкании на выводах синхронной машйны имеет место пере-
ходный процесс, при котором периодическая составляющая тока статора
меняется от первоначального сверхпереходного до установившегося зна-
чения:
И1 1 А «( t A i / 1 1 А ( t А । I 1
Xr,d x'd)eX^\ '"d J (fx'c Xd J eXP \ у
(1-52)
Сверхпереходная, быстро затухающая с постоянной времени т"д со-
ставляющая тока статора определяется сверхпереходным индуктивным
сопротивлением по продольной оси х"д. Переходная, медленно затухаю-
щая с постоянной времени т'д составляющая тока статора определяется
переходным индуктивным сопротивлением по продольной оси x'd. Зна-
чение x'd определяется как сопротивление, соответствующее начальному
значению переходного электрического тока короткого замыкания, по-
лучаемого путем экстраполяции к нулю (по времени) кривой изменения
тока после затухания сверхпереходного электрического тока. В литера-
туре по синхронным машинам под переходным сопротивлением л/д, как
правило, понимают сопротивление пени статора при замкнутом контуре
возбуждения и разомкнутом успокоительном контуре, определяя его по
формуле
XafaXtf __ xzafd
Хл—Х -4--------Н----—Xd--------• (1-53)
d с' Xafd+xj а Xffd ' '
Соответственно постоянную времени затухания переходного элек-
трического тока короткого замыкания определяют по параметрам кон-
тура возбуждения.
24
В действительности, как это показано в работах Л. Г. Мамиконянца
[Л. 7], сопротивления x"d, х'& и постоянные времени т"<г, т/д определя-
ются параметрами обоих контуров ротора по продольной оси машины:
XdX"d{?d — t"^
Хи —------------------------------------
X"d (t'do + ~"d0) — (Xd -f- X"A) ^"d
x"d~Xd
-z'ai"d
^d^"dB *
(1-54)
(1-55)
Следует, однако, иметь в виду,* что выражение (1-54) для опреде-
ления сопротивления х'& не заменяет обычно применяемое выражение
(1-53), а уточняет его.
В [Л. 7] приведены также формулы для определения постоянных
времени т'д и т"А-
Методика экспериментального определения параметров, характери-
зующих работу синхронного двигателя в нестационарных режимах, при-
ведена в гл. 7 настоящей книги.
Аналогично (1-52) можем написать выражение для тока iq [Л. 8]
и соответственно операторные уравнения для токов по продольной и
поперечной осям:
1 — ( 1
,pXd(P)
1
pxd ’
1 _ / 1_________1_\ 1 .__________1_
PXq (р) \x"q Xq J 1 ' pxq'
P + ~"q
(1-56)
Выражения (1-56) представляют собой токи по осям d и q в опера-
торной форме при единичном напряжении.
Здесь предполагается, что связь между функцией времени f(t) и
его изображением -F(p) определяется по Лапласу:
F (р) = J е (f) dt.
о
Индуктивные проводимости при Р —Is и ПРИ Р=Is пРеД_
ставляют собой частотные характеристики в осях d и q. Указанные ве-
личины характеризуют индуктивные проводимости обмотки якоря при вра-
щении ротора с установившимся скольжением s:
25
1-8. АСИНХРОННЫЙ РЕЖИМ
Рассмотрим работу синхронного двигателя в асинхронном режиме
с постоянным скольжением а при симметричном напряжении сети.
Обобщенный вектор напряжения сети
U^Ue'^^Uei*; (1-58)
угловая скорость
<о=1—а; (1-59)
угол между осью фазы а и продольной осью ротора
у=<1)/4-уо=(1а)/+уе; (1-60)
напряжение сети во вращающейся системе координат
u—Ud — juq = Uе{‘^= Ue’ (st~1o) — U [cos (st — y«) -j- / sin (st — y®)],
откуда
ud = U cos (st —4.); |
Uq = — U sin (st — Yo). J
Для начала рассмотрим асинхронный режим невозбужденного дви-
гателя.
Для этого случая уравнения напряжения по (1-34) будут:
^+(1 - «)+ rid— ил;.. |
(i-S)^d^-riq=Uq, j (1-62)
Так как здесь рассматривается установившийся режим (a—const),
мы можем напряжения, токи и потокосцепления, входящие в уравнения
(1-62), представить в виде векторов в комплексной плоскости, вещест-
венная ось которой совпадает с осью d, а мнимая ось противоположна
положительному направлению оси q.
Введем векторы Ud и Uq, связь которых с временными функциями
напряжения имеет следующий вид:
Ud — Re Ud = U cos (st — у») = Re Ue'[st~~lo) = ReU;
Uq=H^Uq = — U sin (st — у®) = Re jUe1 = Re (jU).
Аналогично (1-63) можем ввести токи Id, Iq, If и потокосцепления
’Fa, ¥„ Wf.
Поскольку аргументы потокосцеплений пропорциональны jst, то
для получения производных по времени от векторов потокосцепления
эти векторы умножаются на ja.
С учетом изложенного мы можем вместо дифференциальных урав-
нений (1-62) написать уравнения для напряжения в векторной форме,
26
(1-63)
решение которых сводится к решению системы алгебраических
ний:
уравне-
jsWd 4- (1 - s) + r/d = 47;
jsW4 - (1 - s) + rlq = jU-
jsWf -J- rflf = 0;
ЧГ« = *«/«;
(1-64)
(1-65)
где Xd=xd(js); Xq=xq(js) и XaW=xafd(js).
Для определения тока статора подставим (1-65) в первые два урав-
нения (1-64); после подстановки получим:
(г jsXd) id -j-(l — s)Xqr q~U:
(1-66)
Л •=
Определитель системы (1-66)
r-j-jsAd (1 — s)Xq __
— (1 — s) Xd r+jsXq
Вспомогательные определители
u (i-s)X?i
fi Г-HsXq I
r — jXd U
— (\—s)Xd jU
Решение системы (1-66) для r = 0 будет:
id=~-,wd=idxd= - fi-
Да =
Д« —
^Ur jUX^l -2s);
=jUr 4- (1 — 2s) XJJ.
v,=V,=l7.
Перепишем выражения для Id и Iq в развернутом виде:
ld = — jU = — jU [cos (st — у») 4- j sin (st — у»)] |₽e «
iq = U lcos (st ~ Y») 4" i sin (st ~ Y»)l [Ке"л~"Н I’11 “до-
временные функции id, iq, фа, ф9 определяются в соответствии с
(1-63) как вещественные части векторов Id, Iq, 'Г’а,
id= Reid=U |Resin (st — Yo) 4- Iй1 cos (st ~ Y«)]•
iq = Re Iq z= U [Re -4- cos (st — Yo) — Itn 4r- sin (st — Y«) 1;
v t J
<pd = Re У ’,- = Re (-M= Re [- iUe1 {st~ b)] = U sin (st — y«);
Ф, = Re Wq = Re U = Re Ue’lst^o) = П cos (st — Y«).
(1-67)
(1-68)
27
-Im
Фазный ток
ia = ia cos у iQ sin у — U {|Re sin (st — у„) -j-
-}-Im-^-cos(s^ — y»)]cos[(1 — s)?4-Y»] + [Re—cos(s/ —у») —
i-sin (st — Yo)| sin [(1 — s] f Ц- Yo]}==-^-17 |Re-~ sinf Ц-
Re sin[(2s— l)/-|-2Yo]"y_Im-^--cos[(2s— l)/-|-2Yo]
4-Im-J-cos/-4-Re -^-sin/— Re-^-sin [(2s — 1)/4-2уо] —
1 Л<1 Лд Лд
— Im -4-cos [(2s — 1)/ + 2у0] + Im cos 11=
r ^9 J
=4-U /Re (sin14-bn f-T7r+-^-) cosz +
2 I \ Ad Лд у Axd J
4-Re^—.A)sin[(2s- 1)/ + 2y„] +
+Im cos [(2s - 1)14-2То] !•
cos [(2s
(1-69)
(1-70)
Из (1-70) видно, что ток статора состоит из составляющей частоты
сети |н, имеющей амплитуду 4~t7
(2s — 1) с амплитудой -^~U
составляющих обусловливает колебания тока статора с двойной частотой
скольжения.
Если обозначить период скольжения, т. е. время одного полного ко-
лебания тока статора, через т8, то
________________________________ 1
— 2s/H *
Тогда при f=50 Гц получим:
* 7о=4-.
и составляющей частоты
1 1 I .
’ Результирующее действие обеих
d-71)
где т® в секундах.
28
Таким образом, величина, обратная времени одного полного коле-
бания тока статора, численно равна скольжению в процентах.
При s=0,5 составляющая тока с частотой (2s—l)fH исчезает и
остается лишь ток основной частоты, что хорошо видно из осциллограм-
мы пуска двигателя на рис. 1-8. Последовательность составляющей
фазного тока с частотой fH совпадает с последовательностью питающего
напряжения. Последовательность составляющей фазного тока с частотой
(2s—1) совпадает с последовательностью питающего напряжения при
скольжении $>0,5 и обратно при $<0,5.
Рис. 1-8. Осциллограмма пуска синхронного двигателя 1100 кВт, 6000 В, 112 А,
600 об/мин с глухоподключенным возбудителем. Привод преобразовательного агре-
гата.
Ток в обмотке возбуждения можно найти из третьего уравнения
(1-64), подставив вместо его значения из (1-65):
/$ (Xafa.Id -у- Xffjf) -\-rfIt~ 0,
откуда
/z=_/d_. (1.72)
rf + lsXffd ' ’
Ток в обмотке возбуждения Zz пропорционален току Id и имеет ча-
стоту скольжения s/H-
Если обозначить через тр время в секундах одного полного колеба,-
ния тока в обмотке ротора при асинхронном режиме без возбуждения,
то
откуда при fH=50 Гц
«,*/,=А. (1-73)
т
Асинхронный режим возбужденного синхронного двигателя. Если
обмотку возбуждения синхронного двигателя, работающего в асинхрон-
ном режиме с угловой частотой со=1—s, подключить к источнику по-
стоянного тока, то в статоре будет наводиться э. д. с. частоты (1—s)fE.
В сети не имеется противодействующего напряжения этой частоты, по-
этому включение в сеть бесконечной мощности для этой частоты равно-
сильно короткому замыканию. Уравнения для тока статора будут, как
для установившегося режима, при этом токи If, la, Iq будут постоянны-
ми, не изменяющимися по времени величинами. Постоянство токов обу-
словливает и постоянство потоков, поэтому производные от потокосцеи-
лений по времени будут равны нулю.
29
Рис. 1-9. Осциллограммы пуска синхронного двигателя СМ-18В6-20, 6000 В, 450 кВ-А,
300 об/мин, привод шаровой мельницы.
а — при несовпадении полярности возбуждения; б — при совпадении полярности возбуждения.
С учетом изложенного перепишем (1-34), подставляя значения для
потокосцеплении из (1-35) и учитывая, что
Ud = rid + (1 — S) Xglq = 0;
r/?4-(l — S)(№7d4-A«fd/f) = O;
Uf = rflf.
Решая систему (1-74), получаем:
J _ _ f (1 — syxqfdxg ________,Eg .
d ' r2+0—s)sXdXg *Xd ’
I __ J G s) rXafd p.
4 r2 + (l — s)sXdXg ’
фй —' Xdld + Xafdlf — r2 + JfLsyXdXq - °;
.. j _ Jr (l—S)rXafdXg _ IfXgfdr EgT
’ ’_________________________________________4 Q - ' [Гг + (1 — S)2 XgXd (1 — S) Xd (1 — S) Xd
(1-74)
(1-75)
(1-76)
Ток фазы a
ia=IdCOSy= — COS[(1 — S)/4-Yo4-?i],
(1-77)
30
где
Полный ток статора при работе возбужденного синхронного дви-
гателя в асинхронном режиме с угловой частотой in=l—s определяется
методом наложения как сумма двух составляющих, первая из которых
(1-70) соответствует питанию двигателя с замкнутой накоротко обмот-
кой возбуждения только со стороны статора симметричным напряже-
нием сети, а вторая (1-75) — питанию обмотки возбуждения От источ-
ника постоянного тока при обмотке статора, замкнутой накоротко.
Таким образом, полный ток статора при работе возбужденного дви-
гателя в асинхронном режиме будет:
t-o=34-t7J|A+_k|c°s(^¥)4_|^._^.| cos[(2S-l)f4-2Yo-qU
~~cos[(l - 8)*+^+?,]. (1-78)
Работа возбужденного синхронного двигателя в асинхронном ре-
жиме может иметь место при выпадении из синхронизма из-за корот-
кого замыкания в питающей сети или наброса нагрузки, а также в слу-
чае неуспешной синхронизапии при пуске.
На рис. 1-9 приведена осциллограмма неуспешной синхронизации
при пуске синхронного двигателя привода шаровой мельницы с после-
дующим втягиванием в синхронизм при повторном пуске. Асинхронный
режим возбужденного синхронного двигателя весьма опасен как для
двигателя, так и-для приводного механизма. Ток в этом режиме может
значительно превышать пусковой ток (см. также § 3-2).
1-9. МОМЕНТЫ СИНХРОННОГО ДВИГАТЕЛЯ
ПРИ АСИНХРОННОМ РЕЖИМЕ
Моменты в асинхронном режиме определены в таком же порядке,
как и токи, т. е. сначала для случая, когда двигатель с закороченной
обмоткой возбуждения получает питание только со стороны статора,
а потом, когда обмотка статора замкнута накоротко и двигатель пита-
ется только со стороны обмотки возбуждения от источника постоянного
тока.
При питании двигателя, вращающегося с частотой со=1—S, только
от сети с симметричным трехфазным напряжением момент определяется
подстановкой значений токов и потокосцеплений из (1-67) и (1-68)
в (1-40):
т = %id — tydig = U cos (st — у«) tZpRe sin (st — Y«) 4~
F Im ™ cos (st — y„) j — U sin (st — Y<>) U |Re ~ cos (st — Y«) —
— Im sin (st — Y<>)|=U* ^Re sin (2st — 2у0) j -f-
-|-Im^[l 4-cos(2tf — 2у0)1 — Re j^sin(2st — 2у0) +
41
- cos(2sf- 2Уо)) | =4-^ ГIm (+
+Re (;5~sin <2s/ - W -Ira (jfe~^r) cos <2st - 2^j ;
m = -у £7® [ltn Г+1 л?~л71cos(2st ~~ 2Y°— ]’ O’79)
где 5 определяется из (1-69).
Из (1-79) видно, что мгновенное значение асинхронного момента
невозбужденного синхронного двигателя складывается из постоянной
составляющей тиа и периодической составляющей двойной частоты
скольжения тр.
Определим постоянную составляющую асинхронного момента, рав-
ную среднему его значению; подставляя в (1-79) значения для проводи-
мостей и из (1*57), получаем:
1 +(sVd)2
1 \ S~"d I / 1________IX Stf'g
x'd) 1 + (sx"o)2 ‘\X'« x4) l +
(1-80)
При синхронной скорости s=0 среднее значение асинхронного мо-
мента та равно нулю.
Периодическая составляющая асинхронного момента
«р— 2 £7S xd xq
siri(2s/ —2у0 —fc-j—
(1-81)
обусловливает качания ротора. Периодическая составляющая момента
достигает заметной величины при малых скольжениях. Вследствие это-
0 20 W 60 ВО 100 120 М t,c
Рис. 1-10. Асинхронный режим синхрон-
ного двигателя СТМ-3500-2, 6000 В,
3500 кВт, 390 А, 3000 об/мин. Нагрузка
1600 кВт.
о — обмотка возбуждения замкнута на рези-
стор; о — обмотка возбуждения замкнута на
якорь возбудителя.
го само скольжение не остается по-
стоянным, что хорошо усматривает-
ся из диаграммы тока статора при
работе двигателя в асинхронном
режиме без возбуждения, приведен-
ной, на рис. 1-10. Из этой диаграммы
видно, что период скольжения т«,
а следовательно, и само скольже-
ние не остается постоянной величи-
ной. При замыкании обмотки воз-
буждения на разрядный резистор
асимметрия ротора сглаживается,
что также хорошо видно из
рис. 1-10, и периодическая состав-
ляющая момента практически исче-
зает. Для приводов с большими ма-
ховыми массами колебаниями сколь-
жения можно также пренебречь.
В то время как среднее значе-
ние асинхронного- момента /па при
32
s=0 равно нулю, периодическая составляющая момента становится
равной: *
С-82)
Момент синхронного двигателя при его вращении с частотой <в=
= 1—s и питании только со стороны обмотки возбуждения определяется
по (1-40)'подстановкой токов и потокосцеплении из (1-75) и (1-76):
(1-83)
Момент, обусловленный возбуждением, является генераторным, тор-
мозит двигатель и зависит от напряжения возбуждения, активного со-
противления цепи статора и скольжения.
1-10. УРАВНЕНИЕ ДВИЖЕНИЯ СИНХРОННОГО ДВИГАТЕЛЯ
ПРИ ЧАСТОТЕ ВРАЩЕНИЯ, БЛИЗКОЙ К СИНХРОННОЙ. ВХОЖДЕНИЕ В СИНХРОНИЗМ.
ДИНАМИЧЕСКАЯ устойчивость. ПОНЯТИЕ о РЕЗУЛЬТИРУЮЩЕЙ УСТОЙЧИВОСТИ
При нормальной работе синхронного электродвигателя вращающий
момент, передающийся на вал за счет мощности, потребляемой двига-
телем от сети, уравновешивается моментом сопротивления нагрузки^
т. е. имеет место равенство
Мал=Л1мех.
При нарушении равновесия, которое может произойти из-за набро-
са нагрузки, снижения напряжения сети или уменьшения тока возбуж-
дения, возникает избыточный момент
Мязб=Л1эл—Ммех- (1-84)
Избыточный момент является необходимым условием асинхронно-
го пуска синхронного двигателя.
За счет избыточного момента ротор двигателя и связанные с ними
вращающиеся части механизма получают ускорение, значение которого
ограничивается моментом инерпии вращающихся масс:
J ^. = /Ишг== М9Л -Л4мех, (1-85)
где момент инерции, кгс-м2, равен:
Уравнение (1-85) записано в именованных единицах.
Иля перехода к относительным единицам обозначим: %
= х. (1-86)
ое ю0 ппо
30
Номинальный момент, Н-м, будет:
я я РНОМ Рцом 9550Рном fl-871
/Whom ~ п 9 ' '
30
где по — синхронная частота вращения, об/мин; РНом—номинальная
мощность, кВт.
3—801 33
Избыточный момент, отн. ед., определяется в долях где
30
(1-88)
GD*
_ Л^изб__ пп„ап
тиз6— ЖСаз ~ 4S1I0H 30 dt'
Отсюда время, необходимое для разгона двигателя от неподвижно-
го состояния до номинальной частоты вращения,
(1-89)
. GDsn2,
/3
'‘•-’пом I -
dn
отизб
(1-90)
' о
При 7Пизб=1 время, необходимое для разгона двигателя от непо-
движного состояния до номинальной частоты врашения, будет:
t_____________9И
365SHOM —
где Н — постоянная инерции, С.
Если относительное значение избыточного момента определяется
в долях номинальной активной мощности Рном, а не от кажущейся мощ-
ности Shom, то получим:
(1-91)
(1-93)
(1-94)
<Ь92>
OUJf"ном
Величина т, называется механической постоянной времени. Она
определяется как время, за которое двигатель разгоняется от неподвиж-
ного состояния до синхронной частоты вращения под действием ускоря-
ющего момента, соответствующего номинальной мощности двигателя.
С учетом (1-88) избыточный момент будет:
/Пизб=2Я^-е.
at
В (1-93) Н и t выражены в секундах. Очевидно, что равенство не
нарушится, если вместо 2Н, с, подставить 4я/ой=27/с.е; вместо t, с,
подставить /с.е=2л/0^с, тогда с учетом (1-86) получим, отн. ед.:
ГПпзЪ -|- 2/7о.е = 0.
Вывод уравнения (1-94) и перевод величин, входящих в уравнение,
из именованных в отн. ед. изложены подробно, поскольку в инженерных
расчетах в ряде случаев бывает удобно одни величины выражать в отн.
ед., а другие — в именованных. Так, например, при выполнении расче-
тов на аналоговых машинах время удобно выражать в секундах (а не
в радианах), хотя все остальные величины, входящие в уравнения, вы-
ражаются в отн. ед.
В дальнейшем, если не будет особой оговорки, будем полагать tj,
Н и t в радианах, при этом индекс «о. е» ставиться не будет.
Избыточный момент •
Л7изб = fflbst ~ тс—ГЛ-ыех*
где тс — синхронный момент, зависящий от угла 6.
34
При вращении ротора двигателя с частотой, отличной от синхрон-
ной, угол б, который и здесь будем определять как угол между обоб-
щенным вектором напряжения сети и осью q, будет зависеть от сколь-
жения.
Из рис. 1-3 имеем:
учитывая, что
у=(1—s)/+yo,
получаем:
8=s/4--^- — у,,. ' (1-95)
Формула для синхронного момента (1-41) получена в предположе-
нии вращения ротора с синхронной частотой и неизменным возбужде-
нием.
Рис. 1-11. Векторная
диаграмма перевозбуж-
денного синхронного
двигателя при г=0.
Рис. 1-12. Схема замеще-
ния для определения x'd
синхронного двргателя
без демпферного кон-
тура.
При вращении ротора с небольшим скольжением (вблизи синхро-i
низма) удобно выражение электромагнитного момента представить в та--
ком виде, чтобы величины, определяющие его, не зависели от сколь-
жения.
Из {1-35) и (1-35а), пренебрегая процессами в демпферных кон-
турах, можем написать:
ij>d=Xdid+xafdV=xa/dV4- (ха—x,d)id+x'did=£'e+x,did, (1-96)
где E'q=^xafdif+(xa—x'd)id — э. д. с. за переходным сопротивлением.
Значение Е'д определяется как проекция переходной э. д. с. Е' на ось q
(рис. 1-11).
При принятых допущениях, т. е. пренебрегая процессами в демп-
ферных контурах, сопротивление х'а можно определить из схемы заме-
щения, приведенной на рис. 1-12:
3*
XafdXrf ,
Xafd+X^
Xafd — Xafd — Xd
X2afd
Xff *
(1-97)
35
где Xff = xaf-j-Xafd — индуктивное сопротивление контура возбуждения.
Из (1-97) имеем:
Xd_x'd = ^. (1-98)
С учетом (1-98) и (1-35)
- xaidif + (xafdid ± Xf f it) = (1.99)
ЛТТ *'Tl
Из (1-99) видно, что э. д. с. Е'д пропорциональна потокосцеплению
обмотки, возбуждения. Поскольку электромагнитная инерция обмотки
возбуждения значительна, можно считать в переходном режиме э. д. с.
Е'д неизменной.
Из (1-96) и (1-36) имеем:
откуда
Рис. 1-13. Динамическая
характеристика синхрон-
ного двигателя.
<t)q = Xgiq =-U Sin 6;
-фа= U cos 6=E'e+x'did,
U cosJS — E’q
ia — —ут.— ;
Л. д
— t/sinS
___, , . , . л .---------------cosS — Е'а Т1 <,—(7 sin 8
m с = ф/d — фдц = — U sin 6 -- — U cos о---.
X d Xq
После преобразования получим:
, E'AJ . * t/2 / 1 1 \ • os
! с ~ —т~ sin 8-—-----------I sin 28.
x'd 2 у x'd Xq J
(1-100)
Характеристика электромагнитного момента приведена на
рис. 1-13. При принятых допущениях и при скольжениях, незначитель-
но отличающихся от нуля (вблизи синхронизма), можно считать т'с не
зависящим от скольжения.
Максимальное значение синхронизирующего момента в неустано-
вившемся режиме при питании двигателя от достаточно мощной сети,
как правило, больше, чем установившееся значение этой величины. Для
крупных синхронных двигателей предел статической устойчивости щСм
При £7=1 И Eq = EqK
тси = -^-=1,4^-2,О.
Xd
Это значит, что
^-= 1,4—2,0.
Xd
Синхронизирующий момент в переходном режиме
Z
, *к*см=^7-, где Е'ч^и-\-Ism<fx'd.
X d
36
При (7=1,0; 1= 1,0; sirup^0,5; x'<i=0,2-r-0,3 получим:
— И1 — 1.15 e к ой
тск~ 0,2 — 0,3 —
Однако в практических расчетах следует к сопротивлению двига-
теля добавить сопротивление питающей сети, которое может оказаться
соизмеримым с х'а, но практически не влияет на х&.
При частоте вращения, близкой к синхронной, можно принимать
значение асинхронного момента пропорциональным скольжению.
С учетом изложенного и учитывая, что s=d^jdt, уравнение (1-94)
запишется:
2Я ~ 4- md sin 5 - sin 25 - ге= т^.
(1-101)
Уравнение
ных процессов
(1-101) является исходным для исследований переход-
вблизи синхронизма, как-то: вхождение в синхронизм
синхронного двигателя при асинхронном пуске после включения воз-
буждения, устойчивость при
внезапных изменениях на-
грузки или напряжения пи-
тающей сети из-за коротко-
го замыкания на смежном
элементе и др.
Уравнение (1-101) яв-
ляется нелинейным и не мо-
жет быть решено аналити-
чески в общем виде. Суще-
ствуют методы численного
интегрирования этого урав-
нения; наиболее известным
Рис. 1-14. К расчету устойчивости синхронного
двигателя при внезапном к. з. на шинах.
из них является метод по-
зледовательных интервалов
[Л. 69]. Существуют также
способы анализа динамиче-
ской устойчивости, т. е. устойчивости при внезапных кратковременных
возмущениях, не приводящих к повороту ротора, основанные на исполь-
зовании качественных признаков, вытекающих из теории устойчивости
движения Ляпунова (Л. 10, 14].
Для простейшего случая возмущения, обусловленного внезапным
коротким замыканием на шинах, питающих синхронный двигатель, и
отключением этого короткого замыкания с временем t, условие сохра-
нения устойчивости может быть определено с некоторыми допущениями
по правилу площадей.
На рис. 1-14 приведены характеристики синхронного двигателя при
Eq=const и при E'q—const.
При внезапном к. з. на шинах двигатель начнет тормозиться под
воздействием механизма, и к моменту отключения к. з. угол б увели-
чится- ОТ‘б0 до
Площадь /иМех(бд—бо) характеризует убыль кинетической энергии
вращающихся масс при торможении и называется площадкой торможе-
ния. Вторая заштрихованная площадка на участке от б/, до л—б'о.
37
определяемая разностью моментов т’с—mw№, характеризует потенци-
альную энергию, приобретаемую двигателем после отключения корот-
кого замыкания.
Условие сохранения устойчивости при £'<7=const сводится к нера-
венству
1С—Ь'о
(ш'см sin 8 — шыех) <38 5= mMex (8* — Ms (1-102)
т. с. энергия .ускорения должна быть больше или равной значению из-
расходованной двигателем кинетической энергии за время торможения.
Решение неравенства (1-102) дает:
т^- к - (8« 4- 8'0)] — cos 8% < cos 8/;, (1-103)
где бо определяется по параметрам доаварийного режима из (1-46):
80 = arctg *?Р<> п ,
& t/% 4- XgQ0
a 8ft — из условия неизменного момента на валу при выбеге
8л = 804-^-|-. (1-104)
После подстановки (1-104) в (1-103) получим:
(80 + 8'0)] - cos8'6<cos f6o +4^-й » С1'105)
где 8'о определяется из соотношения
sl"g4 —fgf™. (1-106)
sin80 <n'CM ' '
Сопротивления ха и х'а, входящие в выражения для тс и т'с, опре-
деляются с учетом сопротивления питающей-сети по формулам (3-10).
Выражение (1-105) получено без учета асинхронного момента,
активного сопротивления обмотки статора, генераторного момента, обу-
словленного током возбуждения, и составляющих синхронного момента,
пропорциональных sin 26.
При эксплуатации электроустановок с синхронными двигателями
значительный интерес представляют условия результирующей устойчи-
вости, т. е условия вхождения в синхронизм двигателя, выпавшего из
синхронизма из-за кратковременного возмущения. В этом- случае- пред-
полагается, что ротор двигателя сделал по крайней мере один полный
проворот. Скольжение при этом может достигнуть значения, превыша-
ющего критическое, соответствующее максимальной величине среднего
значения асинхронного момента. Поэтому при анализе условия резуль-
тирующей устойчивости следует асинхронный момент учитывать по
(1-80), а не по упрощенному выражению, как в (1-101). В реальных
условиях результирующая устойчивость может иметь место у малона-
груженных двигателей, а также у двигателей с резкопеременной нагруз-
кой, если после значительного наброса нагрузки, превышающего предел
динамической устойчивости, двигатель переходит в режим холостого
хода на время, достаточное для разгона до подсинхронной частоты вра-.
щения за счет асинхронного момента и вхождения в синхронизм,-.
38
I Условия разворота-до подсинхронной частоты вращения значитель-
но облегчаются, если на время разворота отключить обмотку возбуж-
дения от источника постоянного тока и замкнуть ее на разрядный ре-
зистор. Подача возбуждения в этом случае производится как при
пуске, т. е. после достижения двигателем подсинхронной частоты вра-
щения.
Применение схем ресинхронизации, предусматривающих кратковре-
менное Отключение обмотки возбуждения от источника постоянного
тока, позволяет обеспечить самозапуск и при полной нагрузке многих
двухполюсных двигателей, приводящих во вращение механизмы венти-
ляторного типа, а в ряде случаев и явнополюсных двигателей, приводя-
щих во вращение механизмы с моментом сопротивления, не зависящим
от частоты вращения. О
ГЛАВА ВТОРАЯ
СИСТЕМЫ ВОЗБУЖДЕНИЯ СИНХРОННЫХ ЭЛЕКТРОДВИГАТЕЛЕЙ
Для питания обмотки возбуждения (индуктора) синхронного дви-
гателя используются специальные источники постоянного тока, именуе-
мые возбудителями.
Наибольшее распространение получили электромашинные возбуди-
тели; статические возбудители и бесщеточные системы возбуждения.
2-1. ЭЛЕКТРОМАШИННЫЕ ВОЗБУДИТЕЛИ
Электромашинные возбудители представляют собой генераторы по-
стояцного ^ока, механически связанные с валом синхронного двигателя
или приводимые во вращение асинхронными двигателями. Мощность
возбудителей колеблется от нескольких процентов (2—3) до долей про-
цента (0,5 и менее) мощности синхронного двигателя и зависит от номи-
нальной мощности двигателя, а также от его конструктивных особенно-
стей и параметров. Большая удельная мощность возбудителя приходит-
ся на менее мощные синхронные двигатели, а также на синхронные
двигатели с меньшими значениями ОКЗ и номинального коэффициента
мощности cos <рн- *
При выборе электромеханических систем возбуждения с приводом
возбудителя от асинхронного двигателя следует иметь в виду, что мощ-
ность двигателя должна быть достаточна для обеспечения форсировки
возбуждения при пониженном до половины номинального напряжения
на шинах (короткие замыкания, обусловливающие более глубокие по-
нижения напряжения, должны отключаться без выдержки времени, и
механическая инерция агрегата в этом случае, как правило, достаточна
для предотвращения опрокидывания асинхронного двигателя).
Для предотвращения опрокидывания отношение номинальной мощ-
ности приводного асинхронного двигателя к мощности, отдаваемой воз-
будителем при номинальном токе возбуждения, должно быть:
Ря.ад^ **Ф
Рв.Н
где Дф — кратность форсировки; — кратность максималь-
ного (опрокидывающего) момента асинхронного двигателя к номиналь-
39
ному; г)г: — к. п. д. возбудителя; U — напряжение на шинах в- долях но-
минального.
Так, например при Кф=1,5; #н=2,0; {7=0,5; т]в=0,8
^н.а.д 2,25 ___ 9 Я1
Рв.н 35 2-0,25-0,8
При использовании электромашинного возбудителя обмотка воз-
буждения двигателя подключается к якорю возбудителя непосредствен-
но (глухое присоединение) или через специальный контактор, называе-
мый контактором возбуждения..
Электромашинные возбудители, используемые для синхронных дви-
гателей, представляют собой, как правило, самовозбуждающиеся гене-
раторы постоянного тока. Ручное регулирование возбуждения произво-
дится шунтовым реостатом, включенным в цепь обмотки возбуждения
возбудителя (шунтовой обмотки). Автоматическое регулирование воз-
буждения (АРВ) предназначается для поддержания заданного уровня
напряжения на шинах подстанции при небольших отклонениях этого
напряжения, обусловленных изменением нагрузки питающих трансфор-
маторов или реактированных линий, а также для обеспечения увеличе-
ния возбуждения до потолочного значения при глубоких понижениях
напряжения, обусловленных короткими замыканиями в сети, и повыше-
ния устойчивости работы синхронных электродвигателей и прочей на-
грузки в этом режиме. В последнем случае к устройствам АРВ синхрон-
ных электродвигателей предъявляются дополнительные ’требования:
форсировка возбуждения не должна приводить к недопустимому пере-
греву обмоток статора (якоря) и ротора (индуктора), поэтому продол-
жительность форсировки возбуждения должна быть ограничена.
Устройства АРВ также необходимы для обеспечения устойчивой
работы синхронных двигателей с ударной нагрузкой (приводы прокат-
ных станов и др.), когда максимальное значение нагрузки превышает
предел статическбй устойчивости. Соответствующим образом настроен-
ные устройства АРВ могут значительно улучшить динамические свойст-
ва синхронного электродвигателя при работе в режиме с ударной на-
грузкой [Л. 10].
Для регулирования возбуждения синхронных электродвигателей
с электромашинными возбудителями используются напряжения на ши-
нах и ток двигателя, вводимые в схему регулирования через измери-
тельные трансформаторы напряжения и тока.
На рис. 2-1 приведена схема АРВ типа РВСД, разработанная Ин-
ститутом электродинамики АН УССР [Л. 30]. Серийный выпуск таких
регуляторов освоен заводами нашей электропромышленности.
При нормальном уровне напряжения сети АРВ поддерживает неизменное, на-
перед заданное значение коэффициента мощности.
При понижении напряжения сети АРВ при соответствующей настройке обеспечи-
вает увеличение возбуждения двигателя, способствуя поддержанию постоянства
напряжения на шинах.
Прн повышении напряжения выше заданного АРВ в зависимости от настройки
может поддерживать неизменным коэффициент мощности или снижать возбуждение
для стабилизации напряжения сети, не допуская, однако, его снижения ниже уровня,
необходимого для обеспечения статической устойчивости синхронного двигателя.
Прн глубоких понижениях напряжения АРВ обеспечивает форсировку возбужде-
ния до потолочного значения, не допуская превышения температуры обмоток статора
и ротора сверх допустимой.
Действие АРВ основано на принципе управляемого компаундирования. Силовым
органом регулятора является универсальный подмагничиваемый трансформатор УТП,
40
первичная обмотка которого 'питается от трансформаторов тока ITT, 2ТТ, включенных
на разность токов двух фаз. Ток вторичной обмотки УТП подается на обмотку воз-
буждения возбудителя ОВВ через выпрямитель ВС и является выходом регулятора.
Таким образом, ток возбуждения возбудителя состоит из двух составляющих: одна
составляющая — ток самовозбуждения, протекающий через шунтовой реостат РШ, и
вторая составляющая — ток подпитки от АРВ. Шунтовой реостат устанавливается
в таком положении, при котором обеспечивается необходимое возбуждение двигателя
при минимальной его нагрузке и нормальном напряжении сети (при отключенном
АРВ). Дополнительный ток возбуждения при повышении нагрузки двигателя свыше
минимально .возможной ОВВ получает от АРВ.
Рис. 2-1. Принципиальная схема автоматического регулятора возбуждения типа РВСД
для синхронных электродвигателей.
Управление трансформатором УТП осуществляется изменением значения постоян-
ного тока, протекающего через обмотку подмагничивания П1—П2 УТП. С увеличением
этого тока увеличивается сопротивление магнитной цепи УТП и уменьшается ток вы-
хода регулятора.
Система управления состоят из корректора коэффициента мощности, корректора
напряжения статора, корректоров (ограничителей) напряжения возбуждения и тока
статора синхронного двигателя. Корректоры коэффициента мощности и напряжения
сети выполнены на одном магнитном усилителе ШУ с внутренней и слабой внешней
обратной связью. Питание усилителя ШУ обмотки П1 и П2 осуществляется непосред-
ственно от трансформатора напряжения TH. Конденсатор 6С служит для уменьшения
пульсации тока и напряжения иа выходе усилителя, улучшая его статическую харак-
теристику. Выход усилителя включен на обмотку подмагничивания П1—П2 трансфор-
матора УТП через обмотку положительной обратной связи П10—ПИ.
Измерительным органом корректора коэффициента мощности является
фазочувствительная схема, состоящая из двух одинаковых вторичных обмоток П4 и П5
41
трансформатора ТВ, регулируемого резистора 1R и выпрямителей IB а 2В. Схема
реагирует на векторные сумму и (разность -падения напряжения на резисторе W? от
тока одной из фаз и линейного напряжения двух других фаз. При cos <j>— 1 падение
напряжения на резисторе /R находится под углом 90° по отношению к линейному
напряжению на обмотках П4 и П5 трансформатора ТВ; абсолютные значения напря-
жения иа выпрямителях 1В и 2В равны, и результирующее подмагничивание от
обмоток П5 и П6 магнитного усилителя 1МУ, токи ,в которых направлены встречио,
равно нулю. При отклонении угла <р. равновесие токов .в обмотках П5 и П6 магнитного
усилителя 11ЛУ нарушается, и появляется магнитодвижущая сила (м.д.с.), пропор-
циональная разности этих токов. Фаза напряжения, питающего входной трансформа-
тор ТВ, по отношению -к фазе тока, протекающего через резистор 1R, выбирается
таким образом, чтобы при отклонении угла <р .в сторону емкостного квадранта ток
усилителя резко возрастал, увеличивая подмагничивание трансформатора УТП
и уменьшая его ток выхода; ток возбуждения двигателя уменьшится, что приведет
к восстановлению с определенной степенью точности первоначального значения угла ф.
Корректор напряжения сети имеет линейный и нелинейный измерительные эле-
менты. Функцию линейного элемента выполняет обмотка П6 трансформатора ТВ,
включенная на выпрямитель ЗВ, Нелинейный элемент корректора образуется дроссе-
лем ДН, резистором 6R и .выпрямителем 4В. Вследствие насыщения дросселя ДН ток
через вето и напряжение на резисторе 6R возрастают более резко, чем растет напря-
жение сети.
Обмотки ПЗ и П4 усилителя ИЛУ выесть с балластными резисторами 3R и 4R
образуют симметричную мостовую схему. Выход линейного элемента включен на одну
диагональ моста, нелинейного—на другую, причем таким образом, что общий ток
через обмотки ПЗ и П4 равен разности токов линейного и нелинейного элементов.
Полярность включения обмоток ПЗ и П4 такова, что при понижении напряжения сети,
т. е. когда ток линейного элемента превышает ток нелинейного элемента, уставка
корректора cos <р смещается в сторону емкостного квадранта. Это приводит к умень-
шению тока .выхода усилителя, увеличению тока выхода .регулятора и тока возбужде-
ния синхронного двигателя. При повышении напряжения сети, когда напряжение иа
нелинейном элементе превышает напряжение иа линейном элементе, ток в обмотках
113 и П4 магнитного усилителя 1МУ не будет протекать благодаря блокирующему
действию вентилей 1ВБ И 2ВБ.
Возможна работа регулятора с закороченными вентилями 1ВБ, 2ВБ. В этом слу-
чае при повышении напряжения сети регулятор будет стремиться стабилизировать
напряжение, уменьшая .возбуждение двигателя и переводя его в индуктивный квад-
рант. Допустимость такой настройки определяется условиями устойчивости двигателя
или, например, соображением ограничения потребляемой из сети реактивной мощности.
Конденсаторы 1С и 2С необходимы для устранения искажений, вызываемых
наличием в схеме .высших гармоник. Конденсаторы ЗС и 4С служат для фильтрации
переменных составляющих тока в обмотках ПЗ и П4 усилителя 1МУ. Соотношение
токов в .обмотках ПЗ и П4, обеспечивающее работу регулятора при заданном напря-
жении сети, устанавливается резисторами 5R <и 6R. Резистор 5R выполняет функцию
установочного -реостата УР и .выносится иа щит управления двигателем.
Степень зависимости уставки корректора со»ф от напряжения сети определяется
отношением управляющей м. д. с. фазочувствительной схемы к м. д. с., мостовой схемы
корректора напряжения. При полностью закороченном резисторе 1R регулятор теряет
фазовую чувствительность и становится регулятором напряжения с высокой чувстви-
тельностью к изменению напряжения питающей сети.
Ограничители напряжения ротора и тока статора двигателя реализуются на маг-
нитном усилителе 2МУ с внутренней и слабой внешней обратной связью, питающемся
от отдельной обмотки П2 трансформатора ТВ. По своему действию оба ограничителя
представляют собой независимые, параллельно работающие звенья, имеющие общий
выход. Напряжение обмотки ротора подается на обмотку П6 усилителя 2МУ через
вентиль ЗВБ и резистор 8R, а ток статора—через промежуточный трансформатор ТП,
работающий в режиме трансформатора тока, и выпрямитель Б В. Ток в обмотке П6
усилителя 2МУ пропорционален напряжению ротора млн току статора я благодаря
блокирующему действию вентилей ЗВБ и 5В определяется большей из указанных
величии.
Выход усилителя 2МУ подключен к диагонали мостовой схемы параллельно цепи
нелинейного элемента При достижении предельно допускаемых значений напряжения
ротора или тока статора ток .выхода усилителя 2МУ резко возрастает и блокирует
выпрямитель 4 В. Тогда .в обмотках ПЗ и П4 магнитного усилителя 1МУ начинает
протекать ток iB.B—/ам.у, происходит блокировка корректора напряжения и осуществ-
ляется ограничение напряжения ротора или тока статора двигателя. При полной
блокировке корректора напряжения, т. е. когда ток »л.в — ёам.у становится равным
42 *
нулю, .регулятор поддерживает постоянным коэффициент мощности. Таким образом,
ограничение тока статора производится только по реактивной составляющей, а при
перегрузке двигателя по активной мощности регулятор будет обеспечивать достаточно
высокое возбуждение, необходимое для сохранения устойчивости двигателя. Обмотка
118—П9 усилителя 1МУ, включенная ,в цепь выхода усилителя 2МУ, представляет
собой обратную связь по току выхода ограничителя и корректирует уставку cos<p,
значение которой несколько меняется с изменением напряжения питания усилите-
ля ШУ.
Если напряжение ротора или ток статора двигателя становится меньше уставки
ограничителя, выход усилителя 2МУ резко уменьшается и вступает в действие нели-
нейный элемент корректора напряжения, который блокирует выход 2МУ. Происходит
обратный ‘ переход к регулированию cos пр с уставкой, зависящей от на пряжения сети.
Чтобы не препятствовать кратковременной форсировке возбуждения, сигнал
ограничения по току статора и напряжению рогора двигателя подается иа обмотку 776'
усилителя 2МУ с некоторой регулируемой выдержкой времени, которая осуществляется
схемой задержки, состоящей из транзистора Т, вентиля 4ВБ, конденсаторов 7С и 8С
И .резисторов 9R, 10R, HR, 13R. Транзистор Т на время -заряда конденсатора 8С от-
крывается и шунтирует обмотку управления П6. Выдержка времени регулируется
в пределах 5—20 с резистором 9R, значение которого влияет иа процесс заряда кон-
денсатора 8С. Конденсатор 7С является фильтром, а вентиль 4ВБ предохраняет триод
от разрядного тока'конденсатора 7С.
Описанная выше схема применима для синхронных двигателей с электромашин-
мыми возбудителями и мало изменяющейся натрузкой.
Для синхронных двигателей с ударно-циклической нагрузкой можно применять
устройство АРВ, разработанное Свердловским отделением ГПИ Тяжпромэлектропроект
[Л. 31]. В настоящее вре'Мя такие АРВ серийно не выпускаются.
2-2. СТАТИЧЕСКИЕ СИСТЕМЫ ВОЗБУЖДЕНИЯ
С ИСПОЛЬЗОВАНИЕМ ТИРИСТОРНЫХ ПРЕОБРАЗОВАТЕЛЕЙ
В последние годы получили большое распространение статические
системы возбуждения с использованием тиристоров. Такими возбудите-
лями комплектуется ряд синхронных двигателей.
Питание тиристорного преобразователя осуществляется, как прави-
ло, от сети 380 В через согласующий трансформатор.
Изменение тока возбуждения производится с помощью фазоим-
пульсного устройства (ФИУ), предназначенного для управления углом
открывания тиристоров.
На рис. 2-2 приведена схема одного канала фазоимпульсного
управления тиристорным возбудительным устройством серии ТВУ.
Ряс. 2-2. Принципиальная схема одного канала фазоимпульсного управления тиристор-
ным возбудительным устройством серии ТВУ.
43
Схема ФИУ работает по «вертикальному» принципу управления, заключающе-
муся св том, что на входе усилительного устройства сравниваются переменное и по-
стоянное .регулируемое .напряжения. В момент времени, когда мгновенное значение
переменного напряжения сравняется с управляющим постоянным, на выходе усили-
тельного устройства возникает импульс напряжения.
В дайной схеме переменное напряжение представляет собой шестифазную
систему .напряжений пилообразной формы с удлиненным передним фронтом «пилы».
Рассмотрим 'подробнее работу одного канала ФИУ тиристорного преобразова-
теля, так как все импульсные каналы аналогичны.
Схема ФИУ состоит из трех основных узлов: диодного коммутатора Д1, Д2-,
формирователя импульсов с фазообразующим устройством на транзисторах Т1, Т2, ТЗ
и конденсатора С1 и выходного каскада па тиристоре Д6.
Диодный коммутатор выполняет .роль синхронизирующего элемента, который
пропускает две положительные полуволны двух фаз напряжений, сдвинутых относи-
тельно друг друга на 1.20 эл. град., что обеспечивает закрытое состояние транзисто-
ра Т1 в течение времени, соответствующего 300 эл. град. В течение этого времени
конденсатор С1 заряжается от стабилизированного напряжения через резисторы
и R4. Заряд конденсатора происходит по начальному участку экспоненты, что обеспе-
чивает практически линейный рост напряжения на конденсаторе С1. В момент, когда
напряжение, подаваемое на базу транзистора Т1 через диоды Д1 и Д2, становится
равным нулю, транзистор Т1 открывается отрицательным потенциалом, подаваемым
на базу через резистор R1, а конденсатор С1 быстро разряжается через цепь коллек-
тор—эмиттер транзистора Т1. Транзистор Т1 будет находиться в открытом состоянии
до тех пор, пока не откроются диоды Д1 и Д2, т. е. в течение (времени, соответствую-
щего 60 эл. град. Как только потенциал базы транзистора Т2 станет отрицательным
по отношению к потенциалу эмиттера, на который подается управляющее напряжение,
транзистор Т2 откроется, на его коллекторе образуется прямоугольный импульс
длительностью, равной .времени открытого состояния транзистора Т2. Прямоугольные
импульсы дифференцируются контуром R8—С2, усиливаются транзистором ТЗ н по-
даются иа управляющий электрод тиристора Д6.
Рис. 2-3. Принципиальная схейа ФИУ трехфазным симметричным тиристорным преобра-
зователем возбудительного' устройства*серии ТВУ.
44
Конденсатор С4, предварительно заряженный от напряжения сети через транс-
форматор ТрА, резистор ЦП и диод ДБ, разряжается через тиристор Д6 на первичную
обмотку трансформатора импульсов ТрИ. Напряжение с обмоток II и III трансфор-
матора ТрИ подается на управляющие электроды тиристоров.
Положение импульсов во времени определяет угол зажигания силовых тиристо-
ров. Как это видно из диаграмм напряжения, приведенных на рис. 2-2, угол зажига-
ния будет тем больше, чем больше напряжение управления .(чем ниже- отрицательный
потенциал на эмиттере транзистора Т2).
На рис. 2-3 приведена схема ФИУ для управления трехфазным тиристорным
преобразователем, собранным по симметричной мостовой схеме.
Для управления шестью тиристорами используются шесть каналов ФИУ. На
диодный коммутатор каждого из каналов подается отрицательное напряжение двух
других фаз. На диодный коммутатор канала управления тиристором фазы А (ти-
ристор ВТ) подается напряжение —Иь, —Uc. Для тиристора фазы х (тиристор В2)_____
напряжение Uc и т. д.
Для обеспечения нормальной работы преобразователя необходимо подтвердить
открытое состояние каждого тиристора через 60 эл. град, после первого импульса
поскольку каждый тиристор катодной группы работает последовательно с двумя
тиристорами анодной труппы (и наоборот), и при переходе на работу с другим
тиристором второй группы необходим дополнительный сигнал для подтверждения
открытого состояния. Поэтому схемой предусматривается подача на управляющий
электрод каждого тиристора двух последовательных сигналов: основного — от своего
канала и дополнительного от канала фазы, отстающей иа 60 эл. град.; например, на
управляющий электрод тиристора фазы А (В1), помимо своего основного сигнала,
подается дополнительный сигнал от тиристора фазы е (В6) и т. д.
Очевидно, что для своевременного поступления дополнительного импульса на
каждый из тиристоров необходимо, чтобы напряжение питания it/o, Vb, Vc составляло
систему прямого следования фаз.
Для питания диодных коммутаторов используются обмотки II трансформаторов
ТрА, ТрВ и ТрС. От обмоток III и TV этих трансформаторов питаются выходные цепи
каналов ФИУ .(тиристор Д6 и Тр2). Обмотки V используются для питания каналов
ФИУ постоянным током 22 В и управляющим напряжением 16 В.
Автоматический регулятор возбуждения, входящий в комплект воз-
будительного агрегата, работает по такому же принципу, как вышеопи-
санный регулятор для синхронных двигателей с электромашинными
возбудителями. При нормальном напряжении сети АРВ поддерживает
постоянным заданный коэффициент мощности, при снижении напряже-
ния работает как регулятор напряжения и имеет ограничения по пре-
дельно допустимому току статора и ротора. Действие форсировки воз-
буждения ограничено во времени. РПВ — контакт реле, включающий
возбуждение при пуске.
Примерно по такому же принципу работают схемы ФИУ тиристор-
ных возбудительных агрегатов типов ТВ и ТВР, выпускаемые заводом
«Уралэлектротяжмаш».
В ряде случаев для питания цепей возбуждения синхронных двига-
телей используются тиристорные преобразователи типа ПТТ, выпускае-
мые заводом «Электровыпрямитель». Для этих преобразователей
используется быстродействующая магнитно-полупроводниковая система
управления, реагирующая на среднее значение управляющего напряже-
ния. Такая система обладает большей помехоустойчивостью, меньшей
асимметрией управляющих импульсов по фазам и содержит меньшее
количество полупроводниковых элементов по сравнению с вышеописан-
ной схемой ФИУ, работающей по «вертикальному» принципу управ-
ления.
На рис. 2-4 представлена принципиальная схема одной фазы ФИУ
магнитно-полупроводниковой системы управления, реагирующей на
среднее значение управляющего напряжения и использующей в качест-
ве интегрирующего звена тороидальный трансформатор е прямоуголь-
ной петлей гистерезиса.
Транзистор Т1 по -цепи эмиттер-база управляется переменным .напряжением,
синхронным с напряжением питания преобразователя от «вторичной обмотки трансфор-
матора ТП1, и выполняет роль ключа, который периодически иа время отрицательной
полуволны напряжения на базе транзистора 1Т1 подключает первичную обмотку
трансформатора Tpl с прямоугольной петлей гистерезиса на разность двух напряже-
ний «1—«у, где ui—напряжение между +12 В н движком потенциометра R9, а иу—
напряжение «на резисторе R11. Под действием напряжения ui—uy сердечник
размеры сердечника трансфор-
матора Tpl выбираются таким
образом, чтобы за время на-
магничивания при максималь-
ной разности «1—пу поток Ф,
изменяясь от —Ф8 до Ф« (см.
рис. 2-5), ие достигал значе-
ния +Ф8.
Во время положительной
полуволны напряжения на
базе транзистора Т1 последний
закрывается. Обмотка И транс-
форматора Tpl, подсоединен-
ная через резистор R12 на по-
стоянное напряжение 12 В, пе-
ремагничивает
трансформатора
рону. При этом
ем наведенной
обмотке 1 Tpl
напряжение иа резисторе Л. 11. Под действием
трансформатора Tpl намагничивается. Число витков
-гчв
ТрА
грг /ге
ш
мб
KW
+й - -1г в
о-1гв +гчв
Рис. 2-4. Принципиальная схема одного канала маг-
нитно-полупроводниковой системы. ФИУ тиристор-
ным преобразователем.
и
сердечник
в другую сто-
под действи-
в первичной
э. д.. с. ток
в ней продолжает протекать
в том же направлении, ио по
другой цепи, встречно напря-
жению «2'+Пу (где «г — на-
пряжение между движком по-
тенциометра R9 и —12 В) через переход эмиттер-база транзистора Т2, поддерживая
его в открытом состоянии. Когда поток достигнет значения —Ф8, перемагничивание
закончится, и ток в первичной обмотке Tpl ca&wBt до нуля. Диаграммы изменения
во времени напряжения, тока в первичной обмотке Tpl ii и потока приведена на
рис. 2-5.
Благодаря прямоугольной петле гистерезиса обеспечивается крутой фронт спада
тока в обмотке I Tpl при положительной полуволне задающего напряжения на базе
транзистора Т1, и транзистор Т2 быстро закрывается. В момент закрытия транзисто-
ра Т2 через дифференцирующий контур R5—C1 запускается ждущий блокннг-генера-
тор, состоящий из полупроводникового транзистора ТЗ и трансформатора Тр2. На
выходных обмотках 111 и IV этого трансформатора появляются прямоугольные им-
пульсы напряжения амплитудой 20 В и шириной 6—10 эл. град.
Таким образом, импульсы на открывание тиристора появляется при закрытии
транзистора Т2. Время, необходимое для закрытия транзистора, если считать с начала
положительной полуволны задающего напряжения, характеризует угол зажигания и
зависит от соотношения величия напряжения «1—иу и иг+иу, а именно: чем больше
напряжение иу, тем быстрее прекращается протекание тока по цепи эмиттер—база
транзистора Т2, и транзистор закрывается.
46
При отсутствии внешнего управляющего сигнала '(иу=0) транзистор Т4 пол-
ностью открыт смещением через резистор Ц10. Если в исходном состоянии движок
потенциометра R9 стоит таким образом, что Ui=Uz, т. е. Hi—Ну=Нг+Пу, то намагни-
чивание и размагничивание трансформатора Тр1 происходят за равные промежутки
времени; так как при намагничивании изменение потокосцепления от —ф8 до ф равно:
Ф ia
ДФ1= J =[«,<«; (2-1)
—Фз А
при размагничивании от ф до —ф8
А
Дф2= J <ЭД== fu2dt; (2-2)
Ф ta
поскольку |Дф1| = |Дф2|, то площади, определяемые интегралами, должны быть
равны, т. е.
ta ta
J utdt ~ J u2dt, (2-3)
A
и при Hi—u2 h—ti=t&—ta.
Намагничивание сердечника от —ф, до ф происходит в течение полупериода,
и время намагничивания равно:
время размагничивания в этом случае также будет:
ГС
*3~*2 = —
т. е. угол зажигания будет .равен 180°:
a—(Zs—tz)<o=n. (2-4)
При появлении-управляющего напряжения «у=/=0 напряжение перехода эмиттер—
коллектор транзистора Т4 также увеличивается практически до величины, равной пу.
Это значит, что .намагничивание сердечника будет происходить за счет напряжения
Hi—«у до меньшего значения магнитного потока, а именно: от —Ф» до Ф2 (Ф2<Фь
см. рис. 2-5)' и перемагничивание от Ф2 до —Ф8 будет происходить быстрее, поэтому
управляющий импульс на выходных обмотках .трансформатора Тр2 появится раньше,
т. е. угол зажиганий уменьшается.
Таким образом, изменяя значение управляющего напряжения, можно регулиро-
вать фазу импульсов управления, и в итоге — момент отпирания тиристоров.
Математическое выражение для угла зажигания может быть получено Следую-
щим образом. При намагничивании сердечника Тр1 от ;—Ф8, до Ф изменение потока,
если пренебречь падением напряжения в обмотке 1 Тр1 и напряжением перехода
эмиттер—коллектор транзистора Т1, будет:
А
ДФ = J (и, — «г) d t. (2-5)
А
При перемагничивании от Ф до —Ф8
#8
Дф=-^- J (u24-ny) df. ’ (2-6)
-А
Приравнивая выражения (2-5) и (2-6), получаем выражение для' угла зажи-
гания
a = (4t-42)«> = rc-^q^-’ (2-7>
где «у — среднее значение управляющего напряжения в интервале времени A fa-
4Я
Из (2-7) видно, что при ut=uz м изменении иу от О до Ui фаза управляющих
импульсов меняется от 180 ел. град до нуля и не зависит от параметров трансформа-
тора Тр1.
Максимальное значение угла зажигания а зависит от соотношения между щ
и uz, минимальное значение угла зажигания зависит от значения управляющего на-
пряжения Иу.
Схема ФИУ для шести тиристоров, собранных по трехфазной мо-
стовой схеме (рис. 2-6), отличается от описанной выше следующим:
1. - Задающий синхронизирующий трансформатор ТП выполняется из трех одно-
фазных трансформаторов, первичные обмотки которых соединены св треугольник. Это
дает возможность согласовать начало положительной полуволны с точкой естественной
коммутации вентилей соответствующей фазы моста. Шесть вторичных обмоток
соединены таким образом, что их иапряжеиия попарно сдвинуты на 180 эл. трэд, три
из них (обмотки 111) используются для управления вентилями трех плеч анодной
группы преобразователя, другие три (обмотки 7V) для управления .вентилями трех
плеч катодной группы.
Рис. 2-6. Принципиальная схема ФИУ тиристорного преобразователя типа ПТТ.
От тех же обмоток III и IV трансформаторов ТП1, ТП2 и ТПЗ питается группа
выпрямителей Д1, обеспечивающая питание ФИУ постоянным напряжением 12 В.
От обмоток 11 трансформаторов ТП1, ТП2, ТПЗ питается выпрямительная груп-
па Д4, напряжение иа выходе которой составляет 24 В.
От обмоток V этих трансформаторов питается выпрямительный блок Д5,
являющийся источником управляющего напряжения иу.
2. Для всех шести тиристоров используется один управляющий транзистор ПТ4.
На эмиттер транзистора подсоединяется шесть концов первичных обмоток трансфор-
маторов Тр1. Вторичные обмотки трансформаторов Тр1 (размагничивающие) соеди-
няются- последовательно и через .резистор R12 подсоединяются -иа стабилизированное
48
напряжение 12 В. Таким образом, управление сдвигом фаз сосредоточено ла одном
общем транзисторе ПТ4 и не требует дополнительной подстройки каждой фазы. -
3. Для управления трехфазным мостовым симметричным преобразователем
необходимо иметь систему сдвоенных импульсов. После основного управляющего им-
пульса ма каждой фазе через 60 эл. град должен подаваться дополнительный импульс
для подтверждения его открытого состояния. Для этой цели служат обмотки III
трансформаторов Тр2. Так, например, для формирования дополнительного импульса
в фазе А (тиристор В1) используется блокингчгеиератор фазы sz (тиристор В6),
поскольку блокииг-генератор фазы г запускается через 60 эл. град после фазы А
(см. рис. 2-5). В свою очередь блокииг-генератор фазы z получит дополнительный
импульс от фазы В через 60 ел. град после основного импульса.
Для того чтобы при дополнительном импульсе на фазе г не запустился снова
блокииг-генератор фазы А (через 120 эл. град после основного импульса), на базу
транзистора ПТЗ фазы А через диод Д2 подается положительный запирающий им-
пульс с дополнительной обмотки IV трансформатора Тр2 фазы В.
2-3. БЕСЩЕТОЧНЫЕ СИСТЕМЫ ВОЗБУЖДЕНИЯ
Особенность таких систем заключается в том, что напряжение под-
водится к обмотке возбуждения без щеточного аппарата. Наибольшее
распространение получили бесщеточные системы возбуждения с син-
хронными и асинхронными возбудителями.
На рис. 2-7 представлена схема бесщеточной системы возбуждения
с синхронным возбудителем.
Рис. 2-7. Принципиальная схема бесщеточного синхронного двигате-
ля с синхронным возбудителем.
Синхронный возбудитель представляет собой синхронную машину,
ротор которой находится на одном валу с ротором синхронного двига-
теля. Обмотка возбуждения возбудителя ОВВ расположена на статоре,
якорная обмотка, обычно трехфазная, располагается на роторе. Обмот-
ка возбуждения питается от регулируемого источника постоянного
тока. Якорная обмотка, расположенная на роторе возбудителя, питает
через вращающийся трехфазный выпрямительный мост обмотку воз-
буждения двигателя.
Для обеспечения нормальных условий пуска, т. е. протекания сим-
метричного тока в обмотке возбуждения двигателя на период пуска,
необходимо, чтобы на время разворота двигателя до подсинхронной
частоты вращения обмотка возбуждения возбудителя замыкалась на
разрядный резистор, а подключение к возбудителю происходило после
4—801 49
достижения двигателем подсинхронной частоты вращения. На рис. 2-7
показана схема, применяемая в США и известная в литературе как
схема Розенберри [Л. 32].
На период пуска (цепь обмотки возбуждения двигателя ОВД замкнута через
разрядный резистор J?p на выпрямительный мост В1—В6 в течение одного полупе-
риода и на тиристоры Tl, Т2 ® течение другого полупернода. Открывание тиристоров
производится с помощью стабилитронов СТ1, СТ2, напряжение открывания которых
выше напряжения на ОВД прн форсдровке возбуждения. Таким образом, обеспечи-
вается симметричное протекание тока .в обмотке индуктора на период пуска. До тех
пор, пока через ОВД протекает наведенный переменный ток, тиристор 73 будет
закрыт, так как в полупериоде, когда на -катоде тиристора ТЗ будет положительный
потенциал, на управляющий электрод подается отрицательный потенциал. Поэтому
до подсинхронной частоты вращения наведенный переменный ток в обмотке индук-
тора будет замыкаться через J?p. После достижения двигателем подсинхронной часто-
ты вращения через блок управления подается возбуждение на ОВВ. Тиристор TS
открывается и шунтирует разрядный резистор. Тиристоры Т1 и Т2 закроются вне
зависимости от момента подачи возбуждения ла ОВВ, так как они будут шунтиро-
ваться диодами В1 и В2.
Рис. 2-8. Принципиальная схема бесщеточного синхронного дви-
гателя с синхронным возбудителем и блоком управления подачей
возбуждения при пуске.
Основной недостаток описанной схемы—это необходимость в ти-
ристоре ТЗ, который должен быть рассчитан на полный ток возбуж-
дения.
Синхронные двигатели, запускаемые с нагрузкой, не превышаю-
щей 0,4 номинальной, могут успешно втянуться в синхронизм и в том
случае, когда обмотка возбуждения ОВД замкнута на период пуска
накоротко. Для таких двигателей тиристор ТЗ и резистор не тре-
буются, что значительно повышает технико-экономические показатели
рассмотренной схемы.
На рис. 2-8 приведена схема бесщеточной системы возбуждения,
разработанная в ФРГ ![Л, 33] и обеспечивающая симметричную форму
тока возбуждения двигателя при пуске.
Тиристоры 11 и 12 пропускают во время «пуска положительную и отрицательную
полуволны тока. Управление этими тиристорами производится при помощи специаль-
ного блока управления БУ1. Включение возбудителя при достижении двигателем
подсинхронной частоты .вращения производится при помощи последовательно вклю-
ченного тиристора ТЗ -в момент времени, когда полярность наведенной в обмотке
возбуждения двигателя з. д. с. совпадает о полярностью возбудителя.
Основным недостатком приведенной схемы, так же как и в схеме
рис. 2-7, является наличие последовательно включенного тиристора ТЗ,
который должен быть рассчитан на полный ток возбуждения.
50
На рис. 2-9 приведена схема бесщеточной системы возбуждения
с асинхронным возбудителем. Асинхронный возбудитель представляет
собой асинхронную машину с фазовым ротором. К обмотке ротора под-
ключается трехфазный выпрямительный мост В. Обмотка Статора
питается от сети переменного тока через симметричные тиристоры (си-
мисторы) СТ. Управление симисторами и регулирование тока возбуж-
Рис. 2-9. Принципиальная схема бесщеточного синхрон-
ного двигателя с асинхронным возбудителем.
дения осуществляются с помощью блока управления БУ и блока регу-
лирования БР. Такие возбудители могут найти применение для син-
хронных двигателей с частотой вращения не более 500 об/мин [Л. 34].
2-4. СРАВНИТЕЛЬНАЯ ОЦЕНКА РАЗЛИЧНЫХ СИСТЕМ ВОЗБУЖДЕНИЯ
1. Электромашинные возбудители. Основные преимущества таких
возбудителей — простота схемы управления и автономность питания,
заключающаяся в том, что ток возбуждения не зависит от напряжения
сети (особенно для возбудителей, механически связанных с валом дви-
гателя) .
Самым слабым звеном таких возбудителей является коллектор, ко-
торый в значительной степени снижает надежность работы агрегата.
2. Статические системы возбуждения с тиристорами получили в на-
стоящее время значительное распространение и выпускаются серийно
заводами нашей электропромышленности. Технико-экономические пока-
затели таких возбудителей лучше, чем у электромашинных возбудите-
лей с отдельно стоящими возбудительными агрегатами. Значительным
преимуществом этих возбудителей является их быстродействие. Суще-
ственным является также уменьшение шума в машинных помещениях.
Основным недостатком таких возбудителей является зависимость
тока возбуждения от напряжения питающей сети. Согласно техниче-
ским условиям статические возбудители с тиристорами должны обес-
печивать кратность формировки Кф, равную 1,4 при снижении напря-
жения до 0,85С/н. Максимальное значение синхронного момента при сни-
жении напряжения сети до 0,4(7н при использовании тиристорного
возбудительного устройства с Лф= 1,4 будет:
Шмаке—- 1,4q gg -0,4Л1с.м.к— 0,26|Ис-м.к.
4*
Б1
В случае использования электромашинкою возбудителя максималь-
ное значение момента при такой же кратности форсировки и таком же
снижении напряжения будет:
Щмакс =1,4- 0,4 fflcjfJK = 0,56 Л2с.м.к-
При статической каталожной перегружаемое™ двигателя тсмх=
=2; устойчивая .работа электродвигателя с электромашинным возбуди-
телем будет обеспечена при нагрузке, равной:
^нагр.дой= 0,56 * 2 -1 1,12 Whom-
При использовании тиристорного возбудителя нагрузка, при кото-
рой будет обеспечена устойчивая работа, составит:
и tiiarp. доп ‘:=: 0,26 • 2 =0,52 Шном-
Таким образом, электромашинные возбудители обеспечивают зна-
чительно большую степень устойчивости по сравнению с тиристорными
возбудителями. Увеличить кратность форсировки статических возбуди-
телей с тиристорами практически не представляется возможным, так
как это привело бы к значительному удорожанию установки.
3. Основное преимущество бесщеточной системы возбуждения за-
ключается в том, что энергия на обмотку возбуждения передается без
контактных колец и щеток.
При использовании синхронного возбудителя возможно обеспечить
автономность его работы вне зависимости от напряжения сети, посколь-
ку питание обмотки возбуждения синхронного возбудителя можно осу-
ществить от измерительных трансформаторов тока и напряжения. К не-
достаткам такой системы возбуждения следует отнести невозможность
резервирования, трудности с обеспечением контроля и замера тока и
напряжения возбуждения, а также конструктивные затруднения, возни-
кающие при необходимости разместить на валу разрядный резистор для
замыкания обмотки возбуждения двигателя на время пуска.
В настоящее время Лысьвенский турбогенераторный завод выпу-
скает серию синхронных двигателей СТД мощностью до 5000 кВт с бес-
щеточными системами возбуждения, допускающие пуск только в нена-
груженном состоянии, поскольку заводом не предусмотрен разрядный
(пусковой) резистор.
ГЛАВА ТРЕТЬЯ
ПУСК СИНХРОННЫХ ЭЛЕКТРОДВИГАТЕЛЕЙ
3-1. ВИДЫ ПРИМЕНЯЕМОГО ПУСКА
Процесс пуска синхронного электродвигателя можно разбить на
два основных этапа: первый — разворот от неподвижного состояния до
подсинхронной частоты вращения и второй — вхождение в синхро-
низм. '
Разворот от неподвижного состояния до подсинхронной частоты
вращения большинства двигателей, применяемых в промышленности,
происходит за счет разности среднего асинхронного момента тя и мо-
мента сопротивления механизма тМех*- Средний асинхронный момент
* Здесь и дальше под /пМех подразумевается сумма момента сопротивления ме-
ханизма м момента, обусловленного механическими потерями в самом двигателе.
52
явнополюсных синхронных двигателей создается в основном за счет
токов, возникающих в специальной короткозамкнутой обмотке на рото-
ре, или за счет токов в массивных полюсных наконечниках, а у турбо-
двигателей— за счет токов в массивной бочке ротора.Такой пуск назы-
вается асинхронным.
Для разворота синхронных двигателей от неподвижного состояния
до подсинхронной частоты вращения применяют (хотя реже) и другие
виды пуска, среди которых следует выделить частотный пуск, для кото-
рого требуется специальный генератор, мощность которого должна
быть не меньше 0,5—1,0 мощности двигателя в зависимости от нагрузки
при пуске, и пуск с разгонным асинхронным электродвигателем.
3-2. АСИНХРОННЫЙ ПУСК
а) Моменты, действующие на синхронный двигатель
при асинхронном пуске
Рассмотрим еще раз выражение для среднего асинхронного момен-
та синхронного двигателя [см. (1-80)]:
тя=
в®____
(3-1)
Как это видно из (3-1), средний асинхронный момент синхронного
двигателя состоит из трех слагаемых, первое из которых обусловлено
изменением общего потока ротора в продольной оси, второе слагае-
мое— изменением потоков рассеяния между контурами ротора по про-
дольной оси, третье — токов в контуре ротора двигателя по попереч-
ной оси.
Каждое из трех слагаемых имеет максимальное значение момента
при скольжении, определяемое из выражений
(3-2)
s"a
После подстановки (3-2) в (3-1) получим:
™/ ___ 1 г fo xd Xrd______2 _ 2т'd макс .
а . 4 Xdx'd s___________s'd S s'd *
s'd ‘ s s'd s
__ 1 T Ji ХЧ х"ч 2 ______ 2m"q макс.
4 4 XqX"q S_________S___________s"d ’ .
S"q. S s"q *" S
1 jji x'd x"a_______2_____2m"d макс
d 4 x"dx'd js____________s^d s_______s^d'
S"d~‘~ S' s"d^ S
J
(3-3)
Постоянная времени переходной составляющей тока по продольной
оси при закороченной обмотке Статора ъ'а значительно больше постоян-
ной времени сверхпереходной составляющей по продольной оси т"й п
больше постоянной времени переходной составляющей тока по попереч-
ной оси т"ф соответственно критическое скольжение s'd^^'a и s'a<s"$.
По этой причине составляющая асинхронного момента, обусловлен-
ная изменением общего потока ротора в продольной оси, имеет макси-
мум при очень малых значениях скольжения (меньше 1%). Наличие
острого максимума составляющей момента т'а приводит к провалу
характеристики среднего асинхронного момента в области малых сколр‘
жений, что может являться причиной застревания ротора при пуске
на подсинхронной частоте вращения.
Постоянная времени г'а, как и постоянная времени тс"а, зависит от
параметров демпферного контура по продольной оси и параметров
обмотки возбуждения [Л. 7]:
=-§ (1 + +М;
~"d — ~ (1 — + T,d),
(3-4>
где q — параметр, зависящий от ту, ты и коэффициента рассеяния меж-
ду контурами на роторе по продольной оси. При известных т'й и г"а
значение q может быть определено из выражения
При пуске с обмоткой возбуждения, замкнутой на разрядный ре-
зистор с сопротивлением, равным пгу, постоянная времени переходной
составляющей уменьшится и будет равна:
+0 (т/ м~г+' <8'5>
В приближенных расчетах при отсутствии данных по составляю-
щим т'й принимают:
х dR х dп.±. 1 • (3-5а>
Скольжение, соответствующее максимальному моменту т^вмакс,
будет:
В приближенных расчетах, когда т'йв определяется из (3-5а),
s'dR^ («+ l)s'd. (3-ба)
Очевидно, что такие упрощения допустимы лишь тогда, когда
Tf>Tld.
На рис. 3-1 приведены составляющие асинхронного момента для
синхронного двигателя типа СДСЗ-17-41-16, 1570 кВ-А, 1250 кВт,
6000 В, 151 А, 375 об/мин. Составляющая т'а приведена для случая,
когда обмотка возбуждения замкнута накоротко, и для случая, когда
обмотка возбуждения замкнута на разрядный резистор с сопротивле-
нием 7?р=9г/. Соответственно этим двум случаям приведены результи-
рующие кривые среднего асинхронного момента. Из приведенных кри-
вых видно, что при замкнутой накоротко обмотке возбуждения кривая
64
-среднего асинхронного момента имеет провал при частоте вращения,
близкой к синхронной. Если момент сопротивления механизма при этой
частоте меньше минимального значения среднего асинхронного момен-
та, то разворот до подсинхронной частоты вращения и втягивание
в синхронизм возможны, если же больше, то ротор «застрянет» и в син-
хронизм не втянется. В этом случае для разворота двигателя до под-
синхронной частоты вращения и успешной синхронизации необходимо,
Рис. 3-1. Средний асинхронный момент синхронного двигателя
СДСЗ-17-41-16, 1570 кВ-А, 1250 кВт, 6,0 кВ, 151 А, 375 об/мин.
та’ m'd — обмотка возбуждения закорочена; tnaR, tn'dR — обмотка воз-
буждения замкнута на резистор с сопротивлением- Д=9Гу.
чтобы на время разворота обмотка возбуждения двигателя была замк-
нута на разрядный резистор. Значение сопротивления этого резистору
как правило, принимается 5—10-кратным по отношению к сопротивле-.
нию обмотки возбуждения. При использовании тиристорных возбудите-
лей и полупроводниковых контакторов возбуждения большое значение
сопротивления разрядного резистора может привести к необходимости
применения тиристорных преобразователей более высоких классов, по-
скольку напряжение на роторе при пуске почти пропорционально зна-
чению сопротивления разрядного резистора. В этих случаях можно
ограничиться значением сопротивления разрядного резистора 3—5 г/.
Расчеты, а также опыт эксплуатации показывают, что большинство
двигателей, запускаемых без токоограничивающих устройств и цепи
статора, допускает пуск с накоротко замкнутой обмоткой возбуждения
(замкнутой на якорь возбудителя), если момент на валу двигателя при
пуске не превышает 0,4—0,6 номинального значения. При пуске син-
хронного двигателя с обмоткой возбуждения, замкнутой на период
пуска на якорь возбудителя, не требуется никакой релейно-контактор-
ной аппаратуры для управления пуском. Такое упрощение схемы значи-
тельно облегчает условия эксплуатации и повышает надежность рабо-
ты двигателей.
55
При выводе формулы для среднего асинхронного момента было
принято г=0. Для крупных двигателей такое допущение не вносит за-
метной погрешности.. Однако при таком допущении значение г/(2s—1)
было также принято равным нулю. При частоте вращения, близкой
к полусинхронной, такое допущение вносит существенную погрешность.
Для анализа явлений, происходящих при частоте вращения, близкой
к половине синхронной, обратимся к формуле (1-10). Из этой формулы
следует, что за счет магнитной асимметрии ротора в обмотке статора
имеется составляющая тока с частотой (2s—-1)/н. Как указывалось
в § 1-8, при скольжении s<0,5 эта составляющая представляет собой
ток прямой последовательности и создает вращающееся магнитное поле,
направление вращения которого совпадает с направлением вращения
ротора. При частоте вращения, равной половине синхронной (s=0,5),
эта составляющая тока равна нулю. При частоте вращения больше
(s<0,5) последовательность составляющей тока с частотой (2s—l)fH
обратная и создает вращающееся магнитное поле, направление кото-
рого противоположно направлению вращения ротора. За счет сопро-
тивления г/(2s—1), которое при частоте вращения, близкой к'полусин-
хронной, заметно вырастает, имеет место одноосный момент, обуслов-
ленный асимметрией ротора, т. е. составляющей тока статора с частотой
(2s—l)fH. Максимальные значения этого момента наступают при сколь-
жении s=0,5±As. При s>0,5 этот момент положительный, при s=0,5
одноосный момент равен нулю, при s<0,5 момент отрицательный. По
этой причине при частоте вращения немногим более полусинхронной
имеет место провал асинхронного момента. Влияние одиобс'иого мо-
мента заметно снижается при пуске двигателя с обмоткой возбужде-
ния, замкнутой на разрядный резистор.
Для электродвигателей напряжением выше 1000 В, запускаемых от
полного напряжения сети, одноосный момент, как правило, не создает
заметных помех для успешного разворота двигателя. При пуске син-
хронных двигателей с напряжением на обмотке статора меньше 0,5 UB
в ряде случаев наблюдаются «застревания» ротора при частоте враще-
ния, равной 60 % номинальной.
Средний асинхронный момент (3-1) пропорционален квадрату на-
пряжения, и при пуске двигателя от мощной сети напряжение в (3-1)
принимается равным 1,0. Если пуск двигателя осуществляется от недо-
статочно мощной сети (снижение напряжения на шинах при пуске пре-
вышает 5%), или в блоке с трансформатором, или через реактор, пара-
метры, входящие в (3-1) и (3-2), должны определяться с учетом сопро-
тивления питающей сети. В этом случае уравнения (3-3) принимают
вид:
т'ас = 0.25L'5 х^~х'^с------------ -
06 X'dcXdc s . s'dc
Srdc* S
S____S'dC
s'ilc *' S
rrf' 4C~Q,23U*
Xqc Xf,qc___________2__________ 2jn.r,g макс.с
XqcX"qc S s’'qc S s"qc
S"qe ‘ S S"qc S
(3-7)
m”d:: = 0.251/2
x'cc—X"dc
X'dcXr,dc
2
S s"dc'
S''tic S
2mf,<t макс.с
s s"dc'
&'dc + s
56
При пуске одного двигателя
X de ~~ X d ~j JCci
JCdc Xtf —j— Xs»
К g -j— Xcj
(3-8)
где хс -— индуктивное сопротивление сети до выводов двигателя, приве-
денное к номинальным параметрам двигателя, отн. ед.
При одновременном пуске (самозапуске) группы двигателей от
одной секции шин необходимо сопротивления всех двигателей привести
к базисным параметрам. Обычно в качестве базисных принимаются па-
раметры питающего трансформатора, реактора или одного из двига-
телей.
Индуктивные сопротивления двигателей, приведенные к базисным
условиям:
'Uni V
иб)
aot — л at vT
X dCi X di
ГЛ._.. s6 (UniX*.
XdCt — Xdi Sai I U6 I ,
x”f6.
Xqtii —-
(3-9)
Сопротивления двигателей с учетом сопротивления питающей сети
в этом случае определяются в соответствии с [JI. 19] из выражений:
X dci '—z 1 X d6i pXc x"dti x"d6£ ) s6 (tip v. ’
X? del = d6i -J-Xc X"d& x”d&- J f t/o Y. k ’
Xdci r== Xd6i _ h xc x"d& > x' d6£ J SRj / So \ t/p V. UKl J ’
rf'qa = -f-Xc X"d6i x"d&. J S6 ( u« Y. ktArf ) •
Xqci ~~~ Xq6i - I- Xc X"d6i J •^hZ / 5>6 \ U6 у . Uui) ’ ' J
(3-10)
здесь SHi — номинальная (кажущаяся) мощность рассматриваемого
(i-ro) двигателя; So — базисная мощность; t/o— базисное напряжение;
£4» — номинальное напряжение рассматриваемого (i-ro) двигателя;
.. 1
d6£
X,rdti
i—l
57
— результирующее сверхпереходное индуктивное сопротивление всех
двигателей, участвующих в групповом пуске (самозапуске); хс — индук-
тивное сопротивление сети до секции шин, отн.’ед., приведенное к ба-
зисным условиям.
Постоянные времени с учетом сопротивления питающей сети опре-
деляются по следующим формулам:
т d
dR
Т ds == Т d
x'dc Xd .
Xdc x'd ’
x'dc Xd .
Xdc x'd ’
x”dc x'd .
x’dc x"d ’
(3-n>
„ _ „ X"qc Xq
X Q
’Соответствующие критические скольжения
S de —
1 Xdc X'd_______ » Xdc x'd
•z'dc l'd x'dc Xd d x'dc Xd
_ 1___________I Xdc x'd g, Xdc x'd .
dRC~~'L'dRc~~ ^'dR X’dc Xd “ Wx'dc Xd ’
« ________I_______1 x'dc X"d r, x'dc x"d .
dC t"dc l"d X"dc X'd d x"dc x'd ’
e” — 1 — 1 Xgc Xt>c X”v
,C ^'dc ^"4 X"qc Xq 4 x"qc Xq
(3-lla>
’ Если параметры для расчета среднего асинхронного момента опре-
делены с учетом сопротивления сети по (3-10)—(3-12), то .напряжение
в формулах (3-Г) и (3-4) принимается равным .1,0 или 1,05= в зависимо-
сти от действительного уровня напряжения на данной секции шин.
Формулы (3-1) и (3-4) для среднего значения асинхронного момен-
та справедливы для двигателей с явно выраженными полюсами. Для
турбодвигателя с цилиндрическим массивным ротором, параметры ко-
торого зависят от частоты токов, наводимых в роторе, т. е. от скольже-
ния, получение формулы для среднего асинхронного момента, справед-
ливой для всего диапазона скольжений, практически невозможно. Ротор
такого двигателя выполняется из массивной стали и имеет выфрезеро-
ванные пазы для обмоток возбуждения, закрытые металлическими
клиньями. На торцы ротора надеваются массивные бандажи. Обмотка
возбуждения располагается только по одной оси ротора. В результате
задача по определению параметров осложняется.
В массивном роторе, находящемся во вращающемся магнитном
поле, будут индуктироваться токи, которые будут протекать вдоль рото-
ра и замыкаться по торцам. Из-за поверхностного эффекта эти токи
будут при больших скольжениях распространяться в наружном слое
ротора. С уменьшением скольжения глубина проникновения тока в тол-
щу массивного ротора увеличится и активное сопротивление ротора
уменьшится. Реактивное сопротивление рассеяния ротора при уменьше-
нии скольжения увеличится.
Сравнительно простое выражение для среднего асинхронного мо-
мента синхронного двигателя с цилиндрическим ротором можно полу-
58
чить для случая, когда обмотка возбуждения разомкнута. В этом слу-
чае несимметрия в продольной и поперечной осях невелика, и ею мож-
но пренебречь.
Выражение для среднего асинхронного момента при разомкнутой
обмотке возбуждения, когда
Хд ~~ 0’
примет вид [Л. 14]:
та^= г___, (3-12)
I/ «к -[/ s
г s sK
1 / Xd
где ;
ъе V л. aJ
•хе — постоянная, зависящая от частоты, электропроводности, магнитной
проницаемости и геометрии ротора.
Асинхронный момент синхронного двигателя с цилиндрическим ро-
тором можно определить по методике, предложенной И. А. Сыромятни-
ковым [Л. 15], однако эти формулы справедливы для определенного
диапазона скольжений. В [Л. 12] приведена схема замещения синхрон-
ной машины с массивным ротором в асинхронном режиме. На основа-
нии этой схемы ввиду ее сложности трудно получить формулу для
среднего асинхронного момента, пригодную для практических расчетов.
Для некоторых практических расчетов, не требующих большой сте-
пени точности, как, например, определение времени пуска, можно сред-
ний асинхронный момент двигателя с массивным ротором, запускаемого
с-обмоткой возбуждения, замкнутой на разрядный резистор, определять
по (3-12). Максимальный момент та.м берется из каталога. Для дви-
гателей серии СТМ максимальный момент совпадает с начальным пу-
сковым моментом, т. е. sK=l. Для двигателей серии СТД максималь-
ный момент имеет место примерно при половине синхронной частоты
вращения. Значение /па.м
можно ориентировочно
определять из выраже-
ния
Ша.м — (Iпи ОКЗ),
(3-12а)
где /пн — кратность пус-
кового тока по каталогу
при U—1,0.
На рис. 3-2 приведе-
ны характеристики сред-
него асинхронного мо-
мента для двигателя
СТМ-1500-2, построен-
ные: 1) по заводским
данным; 2) По опытным
данным; 3) по формуле
(3-12). Из сопоставле-
ния видно, что характе-
Рис. 3-2. Средний асинхронный момент синхронного
двигателя с цилиндрическим ротором СТМ-1500-2,
1500 кВт, 168 А, 6000 В, 3000 об/мин.
1 — обмотка возбуждения замкнута иа резистор; 2 — обмот-
ка возбуждения замкнута на якорь возбудителя; 3 — по
формуле (3-12а) 'совпадает с данными завода.
59
рпстика, построенная по (3-12), является средней между характеристи-
кой, построенной по заводским данным, и характеристикой, снятой
опытным путем.
Моменты, создаваемые. в явнополюсных синхронных дв^ателях
с литыми полюсными наконечниками’ (массивными байшаками), так
же как у турбодвигателей с массивными цилиндрическими роторами,
зависят от свойств материала полюсных наконечников и глубины про-
никновения пусковых токов. Параметры двигателя такого типа не оста-
ются постоянными во время пуска; схема замещения этих машин по-
этому также сложна.
Для расчета кривой момента таких двигателей можно воспользо-
ваться формулами (3-1) или (3-7), подставляя для разных скольжений
соответствующие им зиа-
чения параметров.'Нахо-
ждение этих параметров
в реальных условиях со-
пряжено с большой вы-
числительной работой,
которая вряд ли целесо-
образна в условиях про-
ектирования и эксплуа-
тации. Однако, подстав-
ляя в формулы (3-1),
(3-7) неизменные пара-
метры, полученные при
номинальной частоте
вращения (расчетные
значения завода), можно
с достаточной для прак-
тики точностью получить
кривую асинхронного мо-
мента в области частот
ДСП-116/49-4, 1150 кВт, 6000 В, 1500 об/мин.
1 — при наличии соединительных колец между башмаками;
2—без соеднннтелъных колец.
вращения, близких к синхронным: 0^s^0,l. Зная же параметры при
неподвижном роторе, каталожное значение пускового момента тп и
общий характер кривой ma(s) для таких двигателей, можно примерно
оценить всю кривую асинхронного момента.
Существенным конструктивным улучшением явиополюсных двига-
телей с массивными полюсными наконечниками являются кольца, со-
единяющие эти наконечники с обеих сторон ротора. Ту же роль в дви-
гателях с цилиндрическим ротором выполняют металлические клинья
в пазах, соединяемые с обеих сторон ротора лобовыми колпаками.
На рис. 3-3 приведены характеристики асинхронного момента дви-
гателя типа ДСП-II6/49-4 с массивными полюсными наконечниками
при наличии колец, объединяющих полюсные наконечники по торцам
и без них.; Характеристики получены опытным путем.
i • Когда' характеристика среднего асинхронного момента задана гра-
фически в. виде кривой >n&(s) при номинальном напряжении, ее необхо-
димо пересчитать с учетом действительного напряжения иа выводах
двигателя при заданном скольжении по следующей формуле:
/ 2 (s) V
(3-13)
60
где tnasu — значение среднего асинхронного момента при заданном
скольжении с учетом действительного напряжения на выводах двига-
теля; mas— значение среднего асинхронного момента при заданном
скольжении и номинальном напряжении; Z (s) — ---полное сопро-
тивление двигателя при заданном скольжении;
x(s)= Z(s) >/ 1 - =Z(S)/1 -Ima(s)Z(s)p
(3-13а)
х (s) — индуктивное сопротивление двигателя при скольжении s.
Пусковые характеристики некоторых типов синхронных электро-
двигателей I (s) и m(s) приведены в приложении.
В приложении П-2 приведены характеристики I/Ia(s) и mlma(s).
JIjisi получения зависимостей I(s) й m(s) необходимо значения, приве-
денные в этом приложении, перемножить соответственно на кратность
пускового тока /п и пускового момента т„. Данные по /п и тп приве-
дены в приложении П-1.
6) Вхождение в синхронизм
За счет разности среднего асинхронного момента и момента сопро-
тивления механизма происходит разворот двигателя от неподвижного
состояния до подсинхронной частоты вращения, т. е. до частоты враще-'
ния, при которой mMex(s) =ma(s). Значение подсинхронной частоты вра-
щения зависит от жесткости асинхронной характеристики в области
малых скольжений и от нагрузки при пуске. Скольжение при подсин-
хронной частоте вращения находится в пределах 0,1—5%. Меньшее
значение скольжения соответствует турбодвигателям с массивными ци-
линдрическими роторами. Как указывалось в § 1-9, при асинхронном,
пуске явнополюсных двигателей, помимо среднего асинхронного момен-’
та та, на ротор действует периодическая составляющая асинхронного
момента, колеблющаяся с двойной частотой скольжения, благодаря ко-
торой малонагруженный двигатель может втянуться в синхронизм без
возбуждения. При нагрузках 0,2—0,3 Ртм двигатель может устойчиво
работать синхронно с сетью, потребляя, однако, реактивную мощность
намагничивания от сети.
Максимальный момент, который может развивать двигатель в ре-
жиме без возбуждения, определяется реактивной составляющей син-
хронного момента из (1-82)
trip = 4- Us sin 2g.
1 2 XaXq
Реактивная мощность, потребляемая двигателем от сети в этом ре-
жиме из (1-37) и (1-38а) при Eq=Ifxad=Q, будет:
п < • • 1 • Т Г, I cos®<}\
После соответствующих тригонометрических преобразований по-
лучим:
Q = 4- U1 ------------cos 2sl . (3-14)
2 [ XdXq XdXq |
Минимальное значение реактивной мощности, потребляемое двига-
телем при работе без возбуждения на холостом ходу (6=0), численно
61
равно:
£/2
Qmhh = ——
(3-14а)
Потребляемая от сети реактивная мощность при максимально воз-
можной нагрузке (6=45°) численно равна:
(з-Иб)
Обычные явнополюсные двигатели, выпускаемые промышлен-
ностью, не рассчитаны на длительную работу в синхронном режиме без
возбуждения, так как при сравнительно небольших нагрузках ток дви-
гателя будет превышать номинальное значение. Вхождение в синхро-
низм за счет реактивной составляющей синхронного момента может
произойти с обратной полярностью; в этом случае после подключения
обмотки возбуждения к источнику постоянного тока ротор провернется
на 180 эл. град. Такой поворот сопровождается увеличением тока стато-
ра до (2—3)/Е.
Когда реактивная составляющая синхронного момента недостаточ-
на для втягивания двигателя в синхронизм, синхронизация двигателя
с сетью происходит после подключения обмотки возбуждения к источ-
нику постоянного тока. Процесс вхождения в синхронизм описывается
дифференциальным уравнением (1-101), смысл которого сводится
к тому, что сумма двигательных моментов должна быть больше или
равна сумме момента сопротивления механизма и генераторного момен-
та, обусловленного возбуждением:
ma+nis+m^m^^+nij. (3-15)
В практических расчетах пользуются критерием 100%-ной вероят-
ности вхождения в синхронизм [Л. 13]:
scP<sKP=l,05jA^, (3.16)
где scp — среднее скольжение, соответствующее точке пересечения ха-
рактеристики механического момента на валу со средней асинхронной
характеристикой.
Критерий (3-16) получен из решения уравнения маятника без тор-
можения и механического момента на валу:
(PS ds . R
~dF = Х/ ~d6 S = /Ис’м-К Sin 8‘
После интегрирования имеем:
о 8
^2 I
*5/ -—- — П^с.м.к COS б I •
5макс
Подставляя пределы интегрирования, получаем:
8макс= 2 cos — V= Kl/ , (3-16а)
Z г 1) 9 1)
где тс.м.к— максимальное значение синхронного момента в долях но-
минальной активной мощности двигателя (по каталогу).
62
Необходимо отметить, что в формуле (3-16) максимальное значе-
ние синхронного момента следует брать с учетом внешнего сопротивле-
ния, т. е. значение тс.м.к следует помножить на коэффициент XdlXde', при
пуске двигателя XdC=Xd+xc. В реальных условиях значение хс<^лй, по-
этому, учитывая приближенный характер формулы (3-16), такой пере-
счет можно не делать. Из (3-16а) следует, что максимальное скольже-
ние, при котором обеспечивается синхронизация, соответствует углу
6=0 и равно 2 Sup. Минимальное скольжение соответствует углу 6=л
и равно 0, где 6 — угол в момент подключения возбуждения. Принимае-
мый в (3-16) коэффициент 1,05 дает некоторый запас, в ряде случаев
достигающий 50% [Л. 18].
Для каждого конкретного случая точное значение максимального -
скольжения входа, т. е. скольжения, при котором двигатель войдет
в синхронизм после подачи возбуждения, может быть определено реше-
нием, любым из известных способов уравнения движения (1-101), что
при использовании вычислительной -техники (аналоговых или цифровых
вычислительных машин) не вызывает особых затруднений. Несмотря
на это, приближенный критерий 100%-ной синхронизации (3-16) про-
должает использоваться как основной для решения этого вопроса ввиду
того, что для большинства практических расчетов его точность доста-
точна, а более точного и столь же удобного критерия пока не пред-
ложено.
в) Токи в обмотках синхронного двигателя при пуске
Токи при пуске могут быть определены из (1-70) ф (1-72), при этом
проводимости и сопротивления определяются для иепойвижного ротора.
Токи в обмотках статора при пуске для различных двигателей в 4—
10 раз превышают номинальные значения и зависят от ..параметров
двигателя, схемы пуска, напряжения и мощности сети. Ток в обмотке-
возбуждения при пуске пропорционален току статора и практически не
зависит от того, замкнута ли обмотка, возбуждения накоротко, т. е. на
якорь возбудителя, или на разрядный резистор с сопротивлением
(5~10)г/, поскольку индуктивное сопротивление обмотки возбуждения
значительно превышает ее активное сопротивление. По этой же при-
чине значение активного сопротивления резистора, на который замкну-
та обмотка возбуждения при пуске [0 или 5—10/у], практически не
влияет на значение тока статора.
Для электродвигателей напряжением выше 1000 В периодическая
составляющая пускового тока, определяемая для начального периода
пуска, рассчитывается, как правило, без учета активного сопротивления
двигателя и питающей сети. С учетом указанных допущений ток при
пуске синхронного двигателя через трансформатор или реактированную
кабельную линию от шин-бесконечной мощности будет:
/п-—-, (3-17)
-*ДВ I
где 77ш — напряжение на шинах до включения двигателя. При пуске от
ненагруженного трансформатора иш~ис и, как правило, в расчетах
принимается равным 1,05; хДБ — индуктивное сопротивление двигателя
до шин. При прямом пуске сопротивление двигателя
Хдв —- —(х/ d | <?)•
63
При пуске через реактор или трансформатор
Хдд == ~2~ (x"d Ц" ^"ч) •^'Р -^'d ~Н XpJ
хс — индуктивное сопротивление питающей сети.
Рассмотрим влияние параллельно включенной нагрузки на значение
пускового тока. Учет нагрузки разными авторами производится по-раз-
ному. Так, например, в [Л. 15] сопротивление нагрузки складывается
параллельно с сопротивлением запускаемого двигателя, что соответст-
вует э. д. с. нагрузки ЕпОтр=0. В [Л. 14] сопротивление нагрузки,
определяемое как 5б/5потр, складывается параллельно с сопротивлени-
ем системы, что соответствует En<wp=Hc- Если условие, принятое
в [Л. 15], справедливо для нагрузки, не имеющей собственной э. д. с.,
как-то: дуговые и индукционные печи и др., то условие, принятое
в [Л. 14], вообще неверно, так как ЕпотР=Пс справедливо только, если
вся нагрузка состоит из синхронных двигателей, но в этом случае со-
противление нагрузки должно определяться с учетом сверхпереходных
(или переходных) процессов, происходящих в этих двигателях при сни-
жении напряжения, а именно:
_ S6
-Хпотр — X d "с---»
°потр.ном
а не как в [Л. 14].
В действительности, как показывают расчеты, при пуске двигателя
от шин подстанции, трансформатор которой питается от шин бесконеч-
ной мощности и оборудован автоматиче-
Хс U' хвв ским устройством регулирования напря-
о-Ч I—|----Q0------1—Е Ь~° жения под нагрузкой АРПН, можно при
расчете тока пуска не учитывать нагруз-
Рис. 3-4. Схема для расчета тока ку, если она состоит из асинхронных
при пуске синхронного двигателя. двигателей, печей, освещения и др. Для
иллюстрации сказанного рассчитаем
в общем виде пусковой ток двигателя для случаев, когда пуск произво-
дится от ненагруженного и нагруженного трансформаторов. Расчет для
наглядности проведем в именованных единицах, приведенных к стороне
высщего напряжения трансформатора (рис. 3-4).
Исходные данные: напряжение системы Uc неизменно. Трансфор-
матор при холостом ходе имеет коэффициент трансформации U1/U2.
Допустим, что Uc=Ut. Сопротивление системы
Хс = Хт с J
^Т.н
Сопротивление двигателя
v -у' fu> Y
хДв—х- d )
Пусковой ток двигателя
Uc U, ~ U\
Хцв 4” Хс Us 4" Хс)
(3-17а)
Если трансформатор загрузить и не менять коэффициент трансфор-
мации, то напряжение на стороне низшего напряжения будет мень-
ше, чем 1/2, на величину падения напряжения в трансформаторе от тока
нагрузки. Допустим, что АРПН обеспечивает плавное регулирование,
64
и напряжение на шинах при нагрузке остается неизменным (как при
холостом ходе) и равно Us. Для этого, очевидно, необходимо, чтобы под
действием АРПН коэффициент трансформации уменьшился до U'i/U2,
где '[7'1 меньше, чем U\, на величину падения напряжения в трансфор-
маторе от тока нагрузки:
= 1/J1 _ .
' хс 4* Хнагр/ хс 4" Хнагр
Сопротивления системы, двигателя и нагрузки при новом коэффи-
циенте трансформации силового трансформатора будут:
Хс 4" Хнагр
яагр
4" Янагр,
t/'/ I
JC с " - ~ -^т
U* и\
^ДВ.Н ^Д.Н Р22
U'2 Us,
iarp = q - "Q
Ч!нагр Ч!нагр
с 4" -Я-нагр
2
хнагр
4” -^нагр
2 f X,
__ [ Лнагр
"Лс k*c4-«4,
\2
= Хдв
Сопротивление двигателя с учетом сопротивления сети и нагрузки,
определяемое как сопротивление стороны эквивалентного
ка, будет:
треугольни-
ХдЗ-С
Х^двХ^ с
X нагр
Хнагр А
. Хс4~ ХнаГр J
Пусковой ток двигателя
Окончательно
Us
г _ Uc U't_
пуска —• - - 71 -
Хдв.с 2
ХЯаТР
1 Хс 4- ХИагр
:агр 4“ ХсХдагр 4" ХдВХс
Хнагр
Хс 4- Хнагр
пуска—
Рг
____________
Хнагр
Хш> ”1* С Хс 4- Хнагр.
(3-176)
г
Поскольку -<ХдВ-< Хнагр и лс< Хнагр, то -- 1 и выражение
(3-17а) совпадает с (3-176).
Нетрудно заметить, что такой же результат получится, если расчет
выполнить в отн. ед. При пуске от ненагруженного трансформатора на-
пряжение на шинах (до пуска) совпадает с напряжением системы
[7Ш= Uc. Когда трансформатор нагружен, напряжение шин
,, ХнаГр Тг гт гт Хс +Хнагр
1}^=----;— Uс ИЛИ Uc=Uin-------------
ш ХС 4- Хнагр хнагр
65
5—801
‘ Принимая, что благодаря АРПН напряжение на шинах при холо-
стом ходе и нагрузке неизменно, получаем:
ис
Хдв.С
хс "Ь ^нагр
Ujn ~ ~—
Лцагр
г 1 х 1 _У£-Удв
*да + *с т v
Аиагр
<7щ__________
Хия гр
я® с Хс -J- Хнагр
(3-17в)
Из сопоставления (3-17), (3-17а), (3-176) и (3-17в) видно, что ток
двигателя, запускаемого от загруженного трансформатора, можно опре-
делять по (3-17) таким же образом, как при пуске от ненагруженного
трансформатора, причем в каждом случае следует брать в расчет дей-
ствительное напряжение на шинах до пуска двигателя, которое в даль-
нейшем будет обозначаться Uc (под Пш в дальнейшем будем подразу-
мевать напряжение на шинах в период пуска). Выражение (3-17) также
справедливо для. определения тока при пуске двигателя от реакти-
рованной кабельной линии независимо от нагрузки этой линии при
условии, что в расчете будет учитываться действительное напряжение на
шинах. Если нет специальных оговорок, то напряжение шин в нормаль-
ном режиме будет обозначаться Uc и приниматься равным 1,05:
/ -
Хдв~|- Хс
(317г)
Если двигатель пускается от шин, к которым подключены другие
синхронные двигатели, то их следует учитывать при определении пуско-
вого тока. Поскольку токи, обусловленные двигателями, будут затухать
во времени, их точный учет затруднителен. Для практических расчетов
можно рекомендовать следующий приближенный метод их учета.
Синхронные двигатели с автоматическим регулированием возбуж-
дения учитываются так же, как синхронные генераторы и компенсато-
ры, при этом принимается Е"д=Ъ'с и хдв=х,/<!,- проводимость l/x''^
складывается с проводимостью 1]хс. То же относится к двигателям,
имеющим только устройство форсировки возбуждения при условии, что
ети устройства работают при пуске.
Для синхронных двигателей, не имеющих устройства АРВ,. можно
ПРИНЯТЬ E"g=Uc И XHB = x'd.
Следует отметить, что формула (3-17) в одинаковой степени спра-
ведлива как в случае пуска двигателя от трансформатора с АРПН, так
и при пуске от трансформатора, не имеющего АРПН, при условии, что
в расчете будет учитываться действительное напряжение на шинах до
пуска двигателя. Однако если для трансформатора, имеющего АРПН,
это напряжение задано уставкой автоматического регулятора напряже-
ния и практически не зависит от нагрузки, то для трансформатора без
АРПН это напряжение (при неизменных напряжении на высокой сторо-
не и коэффициенте трансформации) будет функцией нагрузки. В этом
случае более точные результаты расчета могут быть получены, если на-
грузку учитывать не постоянным сопротивлением, а по ее статической
характеристике.
Пуск синхронного двигателя от изолированных генераторов (не ра-
ботающих параллельно с энергосистемой), мощность которых соизме-
рима с мощностью запускаемого двигателя, возможен при наличии на
генераторах автоматических регуляторов возбуждения, обеспечивающих
форсировку возбуждения не менее 1,5-—2,0.
66
Ток двигателя при пуске от генераторов соизмеримой мощности
можно определить из выражения
7----(MS)
X Др I 1 -j- ХдЕ с J “I" Хдв с
\ °дв.н / °дв.н
где SrHl— суммарная номинальная мощность, кВ-А; хдв — сопротивление
цепи двигателя до шин, приведенное к номинальной мощности двига-
теля, отн." ед.; Qaarp — реактивная мощность нагрузки, квар; £",г.н
. Онагр ,, , _ ,
= 1 -|--с---х аг я= 1,05-ь 1,1 —э. д. с. генераторов;
J .1! 1
,, _________1_______ _ ^ГЛ1
dr~~V 1 Sr.Hf ~pSr.Ht-
Zj Sr aJ: 4J x"di
— результирующее сопротивление всех параллельно работающих гене-
раторов, приведенное к суммарной мощности генераторов, отн, ед.
Формула (3-18) получена в предположении, что нагрузка, подклю-
ченная к шинам, замещается постоянным индуктивным сопротивле-
нием
х _____ Sr.Hl
Лнагр —- ----
Чнагр
И Э. Д. С. £Нагр=0.
Из равенства
Enq ^9пр
X,,d~}~XBH Xd -f- Хвн
можем определить сопротивление хЕН, при .котором начальный сверхпе-
реходный ток при пуске будет равен его установившемуся значению:
v ___ E"qxd—Eqispx"d
Лвн -— —------—----»
Eq пр Е' q
где Eq пр — кратность тока возбуждения при форсировке к току воз-
буждения холостого хода.
Следовательно, если соблюдается условие
1 ___/ Фиагр . 1 ^дв.н \ Eqisp Е"д
Хвн у ^г.н! Хдв ^г.н1 E"qxd Eqnpx"d
то установившееся напряжение на шинах при пуске будет больше или
равно его начальному значению (при I—0).
Допустимую мощность двигателя, при пуске которого напряжение
на шинах не станет ниже 0,81А1Ом.дв, можно определить из неравенства
E"qxB„ 0,8
x"d-}~ Хвя 1,05
Коэффициент 1,05 учитывает тот факт, что номинальное напряже-
ние генератора составляет 1,05 номинального напряжения двигателя.
После подстановки значения для хвн и соответствующих преобра-
зований получим:
0,316 f 1 . (3-19)
Лг.иЕ \ •’r.Hl J х “
5*
67
Пример. Определить предельную мощность двигателя серии СТД, который
можно запустить от шин генератора.
На шинах электростанции работают два генератора Т2-6-2, 6000 кВт, 7500 кВ-А,
6300 В, x/,d===0,12, Xd=l,65, /уо=1Ю А, -550 А; -Хдь~0,14, Снагр~0,4 5г.и-
Из >(3-19) определяем:
0,14
0,316 (1 + 0,12-04) 15000 = 0,386-15 000 = 5780 кВ-А.
©тому условию соответствует двигатель СГД-5000-2, номинальная мощность ко-
торого 5740 кВ-А.
Для оценки достоверности полученного результата необходимо проверить, выпол-
няется ли условие (3-18а):
550 Guam
£9пр=но = 5’ £''<?==1 + х''4-< =1,0«:
°r.HS
1 5740 5 — 1,048
0,4+ 0,14 15000 1,048 1,65 — 5,0-0,12: 3>13<3>й-
Таким образом, при пуске двигателя СТД-5000-2 напряжение не будет ниже
0,8 (7дВ .ВОТ.?.
Следует иметь в виду, что при оценке допустимости пуска двигателя от генера-
торов соизмеримой -мощности условие (3-19) является необходимым, но отнюдь
не достаточным, так как это условие учитывает только (и то приближенно) распо-
лагаемую реактивную мощность генератора. -При пуске двигатель потребляет от сети
активную мощность, значение которой может превосходить двукратную номинальную
мощность этого двигателя. Поэтому необходимо, чтобы располагаемая активная
мощность генераторов была достаточной для покрытия такого наброса нагрузки и
чтобы регуляторы турбин могли справиться с таким набросом.
Определим мощность двигателя, при пуске которого напряжение на шинах
останется неизменным.
Предполагается, что при пуске двигателя э. д. с. генераторов Ед достигают своего
предельного значения £« пр за счет действия устройства форсировки возбуждения.
Тогда на основании (1-36) можем написать для генераторов
Eq пр-—lOgl"IdXdj
, 5'<J £дв.В
Id — v c
Подставляя значение для тока Id в выражение для э. д.с. Ед пр, получаем:
С учетом условия неизменности напряжения на шинах при пуске Uc. = I получим:
S^- с ( ^пр 1 \ ,
дв-н < Sr BJ —-----— ) Хнв; • (3-20)
учитывая, что
^9пр ^Сном
~кГ^~~м~ к^т™кЪ'
и принимая —=%:ОКЗ, получаем:
•S№.„ < S, .нг («Л - ОКЗ), (3-20а)
где Шен—кратность максимального электромагнитного момента генераторов при
номинальном возбуждении; определяется из (7-20).
Пример. Определить мощность двигателя, при пуске которого напряжение на
шинах останется неизменным.
Исходные данные: тем—1,7; Кф = 1.5; ОКЗ=0,7; хдв=0,14.
Подставляя в (3-20а), получаем:
$да.н = «г .„1 (1,7-1,5 — 0,7)-0,14 = O,256Sr я£.
68
Е-сли .выполняются условия (3-20) м (3-20а), ток при пуске можно определить
из выражения
(3-21)
т. е. как при пуске от источника бесконечной мощности.
г) Пуск явнополюсных синхронных электродвигателей.
Определение необходимости токоограничивающих устройств
и их выбор
Прямой пуск от полного напряжения сети является наиболее про-
стой и эффективной схемой пуска. Значительные пусковые токи при
прямом пуске, пропорциональные напряжению сети, обусловливают
резкое повышение избыточного момента и соответствующее сокращение
времени пуска, причем количественные соотношения для явнополюсных
двигателей получаются такими, что при пуске непосредственно от сети
нагрев обмоток за время пуска меньше, чем при пуске от пониженного
напряжения. Таким образом, с точки зрения теплового воздействия на
обмотки прямой пуск явнополюсных двигателей является предпочти-
тельным.
По механическим воздействиям на обмотки синхронные двигатели,; ;
выпускаемые в соответствии с ГОСТ 183-68, также допускают пуск от1, gj
полного напряжения сети. Многолетний опыт эксплуатации показал, что' Д
прямой пуск допустим для явнополюсных двигателей старых типов и' 1 *
импортных, не рассчитанных на пуск от полного напряжения сети. При’
этом, если пусковой ток не превышает 5—5,5/ком, дополнительного
крепления лобовых частей обмотки статора, как правило, не требуется.
При больших кратностях пускового тока обычно достаточно повысить-
жесткость обмотки, устанавливая деревянные или текстолитовые рас-1 '
порки между катушками при выходе из паза; распорки подвязываются1
к обмотке шпагатом. Необходимость установки дополнительных бандаж-!
ных колец на лобовые части обмотки статора должна определяться из "
соотношения вылета лобовых соединений и высоты обмотки в пазу
[Л. 17].
Механические усилия, передаваемые по валу на приводимый меха-
низм, как правило, не являются препятствием для прямого пуска. Пу-
сковой момент двигателя распределяется пропорционально маховым'
массам двигателя и механизма. Часть вращающегося момента, пере-
даваемая по валу, будет:
ОТвала = ГИп G/J2np-[-С/)2ДВ ' (3-22)
Остальная часть вращающегося момента идет на ускорение ро-
тора.
Значение начального пускового момента тп для различных двига-
телей составляет 1,0—2,5. Момент, передаваемый по валу, Отвала всегда
будет меньше 2,0.
Динамические усилия, передаваемые по валу при коротком замы-
кании, на которые должны быть рассчитаны двигатель и приводной ме-
ханизм, как правило, значительно превышают это значение.
По воздействию на сеть прямой пуск допускается при условии, что
напряжение на шинах, .при пуске не будет ниже определенного предела,
при котором обеспечивается нормальная работа других потребителей.
69
При частых пусках (несколько раз в сутки) снижение напряже-
ния на шинах при пуске не должно превышать 10%. При редких пусках
можно допускать снижение напряжения до 20%.
Напряжение на шинах при пуске от мощной системы будет:
иш
—~-ис,
(3-23)
где 2дЕ=.Пв.в//п.н определяется по каталогу при прямом пуске непосред-
ственно от шин, и 2дГ.~Хдв, если пуск осуществляется через реактор или
трансформатор.
При пуске от генераторов соизмеримой мощности напряжение на
шинах на основании (3-18) будет:
___________________°дв.н___________
^г.н£ ( Qsarp X
Хцв ~v -|- Xndr | 1 Хдв о I
°дв.н \ °дв.н /
(3-24)
Для обеспечения устойчивой работы генераторов и потребителей
собственного расхода и предотвращения лавины напряжения и частоты
снижение напряжения на шинах при пуске двигателя не должно пре-
вышать 10—20%. При заданной мощности генераторов и двигателя по-
вышение напряжения на шинах при пуске двигателя может быть до-
стигнуто за счет уменьшения QHarp или за счет увеличения сопротивле-
ния двигателя пуском его через реактор или автотрансформатор.
Исходной для решения этих вопросов является формула (3-24), где,
как это указывалось раньше, сопротивления х№ и z№ следует брать
в относительных единицах, приведенных к мощности двигателя,
a x"dr — в относительных единицах, приведенных к суммарной мощно-
сти генераторов. В настоящее время пуск двигателя от генераторов
соизмеримой мощности осуществляется крайне редко, поскольку боль-
шинство электростанций связано с энергосистемой. Поэтому, решая во-
прос о допустимости прямого пуска по воздействию на сеть, будем
исходить из выражения (3-23).
Если расчет ведется по каталожным данным, где, как правило,
приводится кратность пускового тока /п при напряжении (7П, отн. ед., и
тпп—кратность пускового момента при s=l, то сверхпереходное индук-
тивное сопротивление двигателя
(3-25)
Допустимость прямого пуска по воздействию на сеть определяется
из условия, что напряжение на шинах при пуске должно быть не менее
(0,8—0,9) L’„. Принимая 2да=Хдв, получаем:
при редких пусках ХдВ>4хс;
при частых пусках
(3-26)
Если двигатель подключается непосредственно к шинам и условие
(3-26) не выполняется, необходимо перейти на реакторный пуск.
Сопротивление реактора выбирается из условий:
при редких пусках xP = 4xc — х"<г;
при частых пусках xP=9xc— х"а-
7в
Реактор выбирается с сопротивлением, равным или незначительно
большим, чем это следует из (3-27). После выбора реактора по катало-
гу необходимо проверить достаточность пускового момента двигателя
для разворота механизма с учетом возможного колебания напряжения
сети и нестабильности момента сопротивления механизма.
Пусковой момент двигателя в начале пуска должен быть на 20—
30% больше момента сопротивления механизма в неподвижном состоя-
нии. Это условие будет выполнено, если
х"д
X''d+Хр-}- хс
/Пц (1,2 -4- 1,3) И1мех (s=i),
(3-28)
где тп — начальный пусковой момент двигателя по каталогу при U=
= 1, откуда минимальное напряжение, при котором обеспечивается
пуск двигателя, будет:
(3-28а)
г тп
Если условие (3-28) не выполняется, что может иметь место при
пуске мощного двигателя от маломощной сети, необходимо перейти
к автотрансформаторной схеме пуска.
Выбор автотрансформатора в этом случае производится из условия
обеспечения необходимого уровня напряжения на шинах при пуске Дви-
гателя.
Напряжение на шинах при Пуске через автотрансформатор будет:
" xS^x^x U*
. J Л -J- Xq
где ti^UilUz — коэффициент трансформации автотрансформатора («5>
>1); хат — сопротивление автотрансформатора, приведенное к напря-
жению Ui.
Коэффициент трансформации автотрансформатора выбирается из
условия обеспечения напряжения на шинах при пуске двигателя
0,8—0,9:
х"дп? + Хат
Х"М? + Хат + Хс
(3-29а)
Решая (3-29а) относительно п, получаем:
•при редких пусках
при частых пусках
(3-30)
Поскольку Хат, как правило, значительно меньше 4хс, то можно
определять коэффициент трансформации автотрансформатора по упро-
7Д
щенным формулам:
при редких пусках
(3-30а)
при частых пусках
Коэффициент трансформации автотрансформатора выбирается бли-
жайшим большим от значений, полученных по (3-30), (3-30а).
Напряжение на выводах двигателя при пуске будет:
U№=~------—- (3-31)
Сопоставляя выражения для напряжения на выводах двигателя
дри реакторном и автотрансформаторном пусках, когда реактор и авто-
трансформатор выбраны из условия обеспечения необходимого уровня
напряжения на шинах при пуске, нетрудно заметить, что напряжение
1<а выводах двигателя при автотрансформаторном пуске будет в п раз
Дольше, чем при реакторном.
Напряжение на выводах двигателя при реакторном пуске
Uда.р —
(3-32)
Подставляя в (3-32) выражение для хр из (3-27), получаем:
TJ _______ х а л
v№.p— -g^-<>c.
(3-33)
Подставляя в
(3-31) выражение для п из (3-30а), получаем:
£7дв.ат=4^^. (3-34)
Следовательно,
т. &. момент при пуске (начальный) по автотрансформаторной схеме
будет в л2 больше, чем при реакторном пуске, при одном и том же на-
пряжении на шинах.
Автотрансформаторный пуск значительно сложнее реакторного,
тре«бует большего количества оборудования и аппаратуры, поэтому та-
кую схему пуска .следует применять только тогда, когда реакторный
пуск не проходит и подключение двигателя через трансформатор (блок
двигатель — трансформатор) к высшей ступени напряжения невозможно
или по каким-либо соображениям нецелесообразно.
д) Пуск синхронного двигателя с цилиндрическим ротором.
Выбор токоограничивающих устройств
Турбодвигатели, как правило, не допускают прямого пуска от пол-
ного напряжения сети, поскольку при таком пуске имеется опасность
Чрезгмерного нагрева наружного слоя бочки ротора из-за вытеснения
тока (поверхностный эффект).
72
Допустимые напряжения при пуске таких двигателей задаются за-
водом-изготовителем и указываются в каталогах. Как правило, это на-
пряжение составляет 0,65 £7П. Двигатели не имеют специальной пуско-
вой обмотки; ее роль выполняет массивная бочка ротора с клиньями.
Пуск двигателей производится через реактор или автотрансформатор;
реакторный пуск предпочтительней, так как с уменьшением скольжения
растет сопротивление двигателя и соответственно напряжение на выво-
дах двигателя, что приводит к повышению входного момента.
Пусковой реактор выбирается из следующих условий:
1. Напряжение на выводах двигателя при пуске должно быть не
более допустимого (обычно 0,65 Us);
x''d+^ + Xc <^доп-макс. (3-35)
2. Напряжение на выводах двигателя при пуске должно быть до-
статочным для разворота двигателя с заданной нагрузкой. Минималь-
ное необходимое напряжение определяется из (3-28а) (обычно 0,5 UB):
к" л л- xi х И доп. МИн. (3-36)
A d ф Лр ф Лс ' '
3. Напряжение на шинах при пуске не должно снижаться ниже до-
пустимого 0,8—0,9 6/н:
___х"±+х» Э* 0,8 н- 0,9. (3-37)
Xr,d Хс
Совместное решение (3-35) и (3-36) дает:
(3-38)
1 доп.макс J доп. мин J
При 6/дОп.макс==0,65 И 6дОп.мин=0,5
(0,54х"а—Хс)-О'р=С (х"а—хс). (3-39)
Номинальный ток реактора выбирается из условий допустимости
трех пусков подряд. Время пуска определяется из (1-90).
Расчет времени пуска приводится в § 3-2.
По известному времени пуска /п определяют минимальное сечение
обмотки реактора из условия допустимости трех пусков’подряд:
= (3-40)
где ^мин — минимальное сечение обмотки реактора, м2-106;
j _ 0,9t/
/пуск.ср— xiz(l + %p+xc
— среднее значение пускового тока, А; /п — время разворота двигателя,
с; С — постоянный коэффициент, зависящий от материала обмотки реак-
тора: для меди С ==122, для алюминия С=80.
По известному сечению обмотки реактора определяют по каталогу
номинальный ток реактора.
В каталогах на реакторы приводятся данные по термической стой-
кости, кА • с1/2- В этом случае определяют:
Атуск 1А„-з<(/j/7)кат- (3-41)
По полученному значению /JZ определяют по каталогу номиналь-
ный ток реактора.
73
Расчеты показывают, что реактор допускает трехкратный пуск, если
номинальный ток реактора
^р.Н=|(0>5-1»0)/дв.н-
По известным хр из (3-38) и номинальному току реактора 7р.н опре-
деляют индуктивное сопротивление реактора, %, отнесенное к его номи-
нальному току и напряжению:
г ®/ — *• /р <1 С/да-и П ЛОА
*Р> /о—-лрг Ji •
2дв.н vp.H
По каталогу выбирают ближайшее значение хр.к, %, и приводят это
значение к базисным условиям, т. е. к номинальным параметрам двига- •
теля:
Хр.к, % Лда.н Ц>.н о
Рв~ 100 zp.H рш.н • <3'43)
После того, как реактор выбран, необходимо проверить напряжение
на шинах при пуске двигателя:
г г . x"rl + хр.С /о ЛЛ\
x"d+xp.c+xc Р-44)
Если напряжение на шинах при пуске больше или равно минималь-
но допустимому значению 0,8—0,9L/H, то реактор считается выбранным.
Если условие (3-44) не выполняется, необходимо проверить возмож-
ность пуска по автотрансформаторной схеме.
При пуске через автотрансформатор
TJ __ Xrrd^MHH
UJ№—--------------
rrr.„z I v I v ''et/доп.макс;
* art инн -f- хат -f- Xc
_______x''dnviAKC_______ ~ . tj
(3-45)
г'Г^П^ I V I V ДОП.мии»
* art макс T хат T xc
где п = — >1 — коэффициент трансформации автотрансформатора.
Решая (3-45),^получаем:
(3-46)
Выбранный коэффициент трансформации автотрансформатора дол-
жен удовлетворять условию
Ямакс ^?Нмин- (3-47)
После того, как коэффициент трансформации автотрансформатора
п выбран, необходимо проверить напряжение на шинах при пуске, ко-
торое не должны быть ниже минимально допустимого:
ft х'*4* хг.т ГГ _
°и— х”аП* + хат+х~ ^доп-мин-ш.
(3-48)
Если отсутствуют данные по индуктивному сопротивлению авто-
трансформатора, можно в расчетах по (3-45), (3-46) и (3-48) принять
Xaw==0.
74
В заключение следует сказать, что в современных мощных промыш-
ленных сетях, как правило, реакторный пуск проходит. Если при выборе
реактора возникают затруднения, следует проверить возможность сниже-
ния С7доп.мин До 0,4. Такая возможность имеется в тех случаях, когда дви-
гатель пускается без нагрузки (двигатели преобразовательных агрега-
тов и др.).
Некоторые турбодвигатели, выпускаемые заводами нашей электро-
промышленности, а именно: двигатели типов СТМ-1500-2, СТМП-1500-2
и двигатели серии СТД мощностью 630—4000 кВт, допускают пуск от
полного напряжения сети. Для этих двигателей токоограничивающие
устройства могут потребоваться только по условию обеспечения доста-
точного уровня напряжения на шинах при пуске. В этом случае выбор
токоограничивающих устройств производится так же, как для явнопо-
люсных двигателей по соотношениям (3-23), (3-24), (3-27), (3-28)
и (3-30).
Пуск крупных двигателей мощностью 6000 кВт и более производит-
ся от достаточно мощной сети. Для ограничения пускового тока в таких
случаях используется реактор на линии, установленный для ограничения
токов короткого замыкания. Реактор линии в отличие от специального
пускового реактора не шунтируется после окончания процесса пуска,
поэтому он выбирается на ток больше номинального, и дополнительной
проверки на термическую стойкость в этом случае не требуется. Провер-
ка достаточности реактора, выбранного из условий ограничения токов
к. з. для ограничения пускового тока, производится по (3-35)—(3-37).
Если сеть недостаточно мощна и одновременное удовлетворение
условий (3-35) и (3-37) невозможно, следует рассматривать вопрос о це-
лесообразности пуска двигателя от сети высшего напряжения (35,
ПО кВ) через трансформатор. При пуске двигателя от сети высшего на-
пряжения через трансформатор условия (3-35)—(3-37), как правило,
удовлетворяются. Номинальная мощность трансформатора должна быть
на 20—30% больше полной номинальной мощности двигателя. Кроме
того, необходимо проверить трансформатор на термическую стойкость.
По условию термической стойкости
2(п<900 ((«к5н.Дв4-х"л5н.т)г, (3-49)
\ J \ ^H-дв J
где «к—напряжение к. з. трансформатора, отнесенное к номинальной
мощности трансформатора; х"а — сверхпереходное индуктивное сопро-
тивление двигателя, отнесенное к его номинальной мощности; Хн.Дв,
Хн.т — номинальная мощность двигателя, трансформатора, МВ*А.
Коэффициент 2 в (3-49) учитывает возможность двух пусков под-
ряд. Для крупных двигателей, как правило, большее количество пусков
подряд же допускается.
Выражение (3-49) справедливо для времени пуска 2/п^б с При
2(п>5 с мощность трансформатора определяется из выражения
о/ < к ГЦК^Н.ДВ + $к 12 (3-50)
«п ° I п ч । 4 Ч 1’ \ /
где Sit — мощность короткого замыкания, при которой производятся
испытания трансформатора по ГОСТ 3484-65.
При классе напряжения обмотки ВН 6 кВ SK=1000 МВ-А; при
классе 10—35 кВ SK=1500 МВ-А; при классе ПО кВ SK=5000 МВ-А и
при классе 220 кВ Хк=10000 МВ-А.
7Е
«рииер. Определить допустимое время пуска двигателя
13 700 кВ-А, х"й = 12% в блоке с трансформатором мощностью
Ик=10,5% от сети ПО кВ:
Г0,105-13,7 4- 0,12-16 50001®
2/п= [ 0,105-50004-16 13,7J -5 = 25>5 с-
СТМ-12 000,
16000 кВ-А,
Формула (3-50) соответствует указаниям ГОСТ 11677-65 о максимально до-
пустимом сквозном токе короткого замыкания.
Если действительное время пуска превышает значение, полученное из (3-50),
необходимо выбрать более мощный трансформатор.
е) Подключение «возбуждения при пуске
Подключение обмотки возбуждения к источнику постоянного тока
при пуске производится в зависимости от мощности двигателя, статиче-
ского момента сопротивления, необходимости ресинхронизации и гаше-
ния поля, а также в зависимости от типа применяемого возбудительного
агрегата, электромашинного или статического, двумя принципиально
различными способами. Наиболее простой пуск с глухоподключенным
возбудителем. При таком пуске обмотка возбуждения двигателя замкну-
та на якорь возбудителя без какого-либо коммутационного аппарата,
что повышает надежность цепи возбуждения. Шунтовой реостат, как
правило, устанавливается в положение, соответствующее нормальному
возбуждению. Если электромашинный возбудитель приводится во вра-
щение от вала синхронного двигателя и время разворота этого двигате-
ля не превышает 3—5 с, возможен пуск с форсированным до потолочно-
го значения возбуждением, поскольку электромагнитная инерция нара-
Рис. 3-5. Пуск синхронного двигателя 735 кВт, 6000 В, 101 А, 300 об/мии
с глухоподключенным возбудителем, приводимым от вала двигателя.
а — шунтовой реостат в рабочем положении; б— с потолочным возбуждением.
76
\
\
стания ^возбуждения в этом случае больше времени разворота двигателя
(рис. 3-6).
Есди возбудитель приводится во вращение от отдельного двигателя,
его разворот происходит, как правило, быстрее синхронного двигателя
и форсированное возбуждение при пуске может привести к «застрева-
нию» ротора на подсинхронной частоте вращения из-за тормозного эф-
фекта генераторного момента, пропорционального квадрату тока воз-
буждения, определяемого из (1-83) (см. рис. 3-6 и 1-9). Запуск электро-
машинного возбудительного агрегата, не связанного с валом синхронного
двигателя, производится, как правило, от блок-контактов выключателя
двигателя.
Рис. 3-6. Пуск синхронного двигателя 576 кВт, 3000 В, 187,5 об/мин с глухоподключен-
ным возбудителем, приводимым отдельным двигателем.
а —с нормальным возбуждением; б — с потолочным возбуждением.
Область применения схемы пуска с глухоподключенным возбудите-
лем ограничивается двигателями небольшой мощности, как правило, не
свыше 2000 кВт. Такая схема оказывается, как правило, непригодной
для двигателя, запускаемого с нагрузкой, превышающей 0,4—0,6 его но-
минальной мощности из-за провала в кривой ma(s) в области малых
скольжений, и малоэффективной для Двигателей, где контактор возбуж-
дения требуется для гашения поля или осуществления схемы ресинхро-
низации. Для управления.пуском синхронного двигателя, включаемого на
полное напряжение сети, через постоянно включенный реактор или
трансформатор не требуется никакой специальной аппаратуры. Пуск
в этом случае происходит так же, как пуск короткозамкнутого асинхрон-
ного двигателя. Поэтому для тех двигателей, где это возможно, пуск
с глухоподключенным возбудителем следует считать предпочтительным.
При пуске с обмоткой возбуждения, замкнутой на якорь возбудите-
ля, возможно перемагничивание возбудителя, случается также, что воз-
будитель полностью размагничивается. Для контроля цепи возбуждения
используется, как правило, амперметр с двусторонней шкалой. Кроме
того, для предотвращения размагничивания можно последовательно
с шунтовым реостатом включить кремниевый диод,, выбранный на до-
77
статочно большое обратное напряжение с таким расчетом, чтобы он не
пробился при пуске и асинхронном режиме. ’
Двигатели, для которых пуск с глухоподключенным возбудителем
невозможен из-за нагрузки или нецелесообразен ввиду необходимости
контактора возбуждения для гашения поля или для осуществления схемы
ресинхронизации, запускаются с обмоткой возбуждения, замкнутой на
разрядный резистор.
Рис. 3-7. Схема включения возбуждения при пуске по спаданию то-
ка статора.
КВ — контактор возбуждения; КФ — контактор форсировки.
Значение сопротивления разрядного резистора принимается 5—
10г/. Переключение обмотки возбуждения с разрядного резистора на
якорь возбудителя производится
Рис. 3-8. Изменение сопротивления син-
хронного двигателя в зависимости от
скольжения.
1— СМ.-180/18-6; 2—CTM.-3500-2; 3—MC-322-10/8;
4 — СТМ-1500-2.
при достижении двигателем подсин-
хронной частоты вращения. Для
этой цели используется фактор спа-
дания тока статора при пуске или
фактор уменьшения скольжения.
Схема включения возбуждения
в функции спадания тока статора
приведена на рис. 3-7. Схема рабо-
таетследующим образом: привклю-
чении двигателя в сеть за счет пус-
кового тока срабатывает реле тока
РПТ. Реле будет находиться в сра-
ботанном состоянии до тех пор, пока
двигатель ,не развернется до подсин-
хронной частоты вращения, посколь-
ку сопротивление двигателя при
пуске начинает заметно расти лишь
при частоте вращения 0,85пн- Харак-
теристика изменения сопротивления
синхронного двигателя в зависимо-
сти от скольжения приведена на рис.
3-8. Замыкающие контакты реле
РПТ подают напряжение на катушку
78
1РБ, контакты которого запускают реле 2РБ. При достижении двигате-
лем подсинхронной частоты вращения за счет спадания тока статора раз-
мыкаются контакты реле РПТ. Реле/Р5, имеющее, каки реле 2РБ,вы-
держку) времени на возврат, размыкает замыкающие контакты в цепи
катушки реле 2РБ и замыкает размыкающие контакты в цепи электро-
магнита’включения контактора возбуждения КВ вкл, при этом обмотка
возбуждения переключается с разрядного резистора СГ на якорь возбу-
дителя. Переключение обмотки возбуждения с разрядного резистора на
якорь возбудителя должно происходить без разрыва цепи; для этого кон-
тактор возбуждения выполняется таким образом, что сначала замыка-
Рис. 3-9. Осциллограмма пуска ненагруженного синхронного двигателя типа
МС-324-8/16, 1700 кВт, 6000 В, 216 А, 375 об/мин.
Двигатель входит в синхронизм до включения возбуждения с осью полюсов ротора
в противофазе вектору магнитной индукции статора.
ются контакты в цепи якоря возбудителя, а лишь потом размыкаются
контакты в цепи разрядного резистора. При отключении двигателя и га-
шении поля сначала замыкаются контакты в цепи разрядного резистора,
а йотом размыкаются контакты в цепи якоря возбудителя. Такой поря-
док работы контактов контактора КВ предусматривается для предот-
вращения пробоя изоляции обмотки возбуждения из-за перенапряжения,
которое может возникнуть при размыкании цепн с индуктивностью.
Уставка тока срабатывания реле РПТ принимается 2—2,5/ном- При
меньшей уставке и пуске нагруженного двигателя реле может не размы-
кать свои контакты при подсинхронной частоте вращения. Коэффициент
возврата реле РПТ должен быть около 0,85. Время возврата реле 1РБ
должно быть около 0,5 с, реле 2РБ— 1—2 с. От замыкающих контактов
реле 2РБ включается контактор КФ и тем самым обеспечивается фор-
сировка Возбуждения при пуске. Достоинством этой схемы является ее
простота. Пусковая наладка такой схемы может быть произведена без
осциллографа, хотя и в этом случае о правильности выбора параметров
схемы пусковой автоматики можно судить только по осциллограмме.
Недостаток схемы заключается в том, что включение возбуждения про-
изводится без контроля положения ротора по отношению к оси вращаю-
щегося магнитного поля статора. По этой причине возможны случаи
включения возбуждения в противофазе, что приводит к провороту рото-
ра после подключения возбуждения (рис. 3-9), а для нагруженных дви-
гателей— к неуспешной синхронизации (см. рис. 1-9).
Схема включения возбуждения в функции скольжения приведена на
рис. 3-10. Реле РКС с выдержкой времени на возврат подключается
к части разрядного резистора через диод. Диод подключается таким
образом, что катушка обтекается током в той полуволне, когда наведен-
ная э. д- с. имеет обратную полярность по отношению к напряжению
возбудителя. Время возврата этого реле выбирается примерно равным
0,5—0,7 полупериода скольжения при подсинхронной частоте фащения.
Однако оно должно быть больше времени предшествующей положитель-
ной полуволны. /
При подключении двигателя к сети реле РКС срабатываем и своими
контактами замыкает цепь катушки реле РБ, имеющего выдержку вре-,
мени на возврат 1,5—2 с. При достижении двигателем подсинхронной
частоты вращения в положительной полуволне, т. е. при совпадении по-
Рис. 3-10. Схема включения возбуждения при пуске по скольжению для синхронного
двигателя с электромашинным возбудителем.
а — принципиальная схема; б — поясняющая диаграмма. Обозначения — см. рис. 3-7.
лярности, наведенной в обмотке возбуждения э. д. с., с напряжением
возбудителя, реле РКС обесточивается, и если время полупериода будет
больше времени возврата этого реле, то последнее своими размыкающи-
ми контактами подает импульс на включение контактора возбуждения
КВ. Вторые замыкающие контакты реле РБ используются для форси-
ровки возбуждения при пуске.
. Напряжение срабатывания реле РКС
Т1 ______Ki tj р ___ Хн tj V2 0,7-4-0,6»7
о ср.ркс —- v пмгw V ПМ — — з 14 пм v, лу пм»
где Кн — 0,6 -4-0,7 — коэффициент надежности; рв = I/2/и — коэффициент
выпрямления для однополупериодной схемы; С/пм — амплитудное значе-
ние напряжения, подводимое к реле.
so
\ ———---------
\ ----------------------------------------------------------- _.
I
'Из (3-51) следует, что реле РКС необходимо выбрать таким обра-
зом, ) чтобы оно надежно срабатывало при подаче на его обмотку посто-
янного напряжения, равного 0,2 амплитуды напряжения, подводимого
к реле при пуске.
Время возврата реле РКС
t™ = (0,5 0,7) (3-52)
где Тй/2 — полупериод скольжения при подсинхронной частоте вращения,
равный полупериоду наведенной в роторе э. д. с. при подсинхронной
частоте вращения; sh— скольжение при подсинхронной частоте враще-
ния.
Коэффициент 0,5—0,7 выбирается с учетом того, чтобы реле не воз-
вращалось при положительной полуволне э. д. с. ротора, предшествую-
щей подсинхронной частоте вращения.
Значение Xk(sk) следует определять при максимально возможной
нагрузке при пуске, а при необходимости ресинхронизации и при ресин-
хронизации с учетом минимально возможного напряжения сети.
Для различных двигателей в зависимости от жесткости асинхронной
характеристики в области малых скольжений и нагрузки при пуске вре-
мя возврата реле РК.С составляет 0,1—0,3 с. Большее значение соответ-
ствует быстроходным двигателям с цилиндрическими роторами.
Достоинство схемы рис. 3-10 заключается в том, что возбуждение
в конце пуска включается с учетом положения ротора по отношению
к магнитной оси вращающегося поля статора, что дает повышение вход-
ного момента примерно на 15%. Положительным при использовании та-
кой схемы является также то, что при ресинхронизации включение воз-
буждения после достижения двигателем подсинхронной частоты враще-
ния происходит автоматически. При использовании реле РПТ (схема
включения возбуждения по спаданию тока статора), как правило, тре-
буется специальный импульс на включение возбуждения при ресинхро-
низации, так как при снятии возбуждения реле РПТ может не срабо-
тать. Реле РКС в схеме включения возбуждения в функции скольжения
при наличии нагрузки всегда сработает, так как при отключении кон-
Рис. 3-11. Осциллограммы пуска (о) и самозапуска при работе АВР (б) синхронного
двигателя СТМ-1500-2, привода компрессора К-250. Возбуждение на двигатель подается
в функции скольжения.
6—801 81
тактора возбуждения и асинхронном вращении ротора наведенная э. д. с.
в обмотке возбуждения будет меняться по синусоидальному закону с ча-
стотой скольжения. В полупериод, когда полярность наведенной в обмот-
ке возбуждения э. д. с. станет обратной по отношению к напряжению
возбудителя, диод в цепи реле РКС будет открыт. /
К недостаткам схемы следует отнести сложность в настройте и на-
ладке, а также то, что собственное время включения контактора возбуж-
дения может оказаться соизмеримым с хь', при этом обеспечить включе-
ние возбуждения с учетом положения ротора по отношению к магнитной
оси вращающегося поля статора может оказаться затруднительным.
На рис. 3-11 приведена осциллограмма пуска и самозапуска синхрон-
ного двигателя с электромашинным возбудителем. Включение возбуди-
теля производится в функции скольжения.
Схема включения возбуждения при пуске в функции скольжения
особенно эффективна при использовании полупроводниковых (тиристор-
ных) возбудительных агрегатов. В этом случае вместо электромехани-
ческого контактора возбуждения используется полупроводниковый ком-
мутатор, состоящий из диода и тиристора, включенных последовательно
с разрядным резистором (рис. 3-12). Диод включается таким образом,
что он проводит ток в той полуволне, в которой полярность на выводах
обмотки возбуждения от наведенной э. д. с. не совпадает с полярностью
напряжения возбудителя. Тиристор в открытом состоянии пропускает
ток другой полуволны. Открывание тиристора производится стабилитро-
ном, который выбирается таким образом, что его напряжение пробоя
больше, чем напряжение на обмотке возбуждения при форсировке. Схе-
ма подачи возбуждения при пуске в функции скольжения синхронного
двигателя с тиристорным возбудителем приведена на рис. 3-12. Для
включения возбуждения используется одно электромагнитное реле РКС,
подключенное к части сопротивления разрядного резистора и имеющее
выдержку времени на возврат. Замыкающие контакты этого реле вклю-
чают контактор или автомат, через которые подается переменное напря-
жение на тиристорный преобразователь. Размыкающие контакты, замы-
кающиеся с выдержкой времени после снятия напряжения с реле, вклю-
чаются в блок управления тиристорами возбудителя. Выбор места
включения этих контактов зависит от схемы блока управления тири-
Рис. 3-12. Принципиальная схема и поясняющая диаграмма включения возбуждения при
пуске по скольжению для синхронного двигателя с тиристорным возбудителем.
АВ — автомат; К — контактор.
82
сторным преобразователем. Размыкающие контакты реле РКС нужно
включить таким образом, чтобы управляющие импульсы на тиристоры
возбудительного агрегата не поступали, когда эти контакты разомкнуты.
В' блоке управления тиристорами, выполненном на принципе пере-
магничивания сердечника трансформатора с прямоугольной петлей ги-
стерезйса, например в преобразователях типа ПТТ Саранского завода
«Электровыпрямитель», удобно размыкающие контакты включить
в цепь питания выходных каскадов формирования управляющих им-
пульсов. В этом случае, когда реле РКС сработало, управляющих им-
пульсов на тиристорах нет, так как нет напряжения питания на выход-
ных каскадах блока управления тиристорами. При возврате реле РКС
размыкающие контакты подводят напряжение питания к выходным кас-
кадам формирования управляющих импульсов, подаваемых на тирис-
Рис. 3-13. Осциллограмма пуска (а) и ресинхронизации (б) синхронного двигателя
GM-18B6-20, 6000 В, 450 кВ-А, 300 об/мин, cos<p=0,9 с тиристорным возбудителем
(привод шаровой мельницы).
В тиристорных преобразовательных установках, работающих по
принципу «вертикального» управления, например в установках типа
ТВУ-150 завода «Уралэлектротяжмаш», где момент формирования им-
пульса соответствует равенству пилообразного напряжения, синхрони-
зируемого с напряжением питания тиристорного преобразователя соот-
ветствующей фазы, напряжению управления, размыкающие контакты
РКС удобно включить в цепи трансформатора блока управления.
Здесь, как и в предыдущем случае, управляющие импульсы подают-
ся на тиристоры в момент возврата реле РКС.
Выдержка времени на возврат реле РКС выбирается по (3-52). На-
пряжение срабатывания этого реле — по (3-51).
На рис. 3-13 приведена осциллограмма включения возбуждения при
пуске и ресинхронизации синхронного двигателя с тиристорным возбуди-
телем.
6*
83
Из изложенного можно сделать следующие выводы и рекомендации:
1. Все синхронные двигатели мощностью до 500 кВт с электЬома-
шинными возбудителями должны, как правило, запускаться с обжггкой
возбуждения, замкнутой на якорь возбудителя. <
2. Синхронные двигатели мощностью 500—2000 кВ с электрожашин-
ными возбудителями, запускаемые от полного напряжения сети, Для ко-
торых не требуется предусматривать ресинхронизацию, должнь) запус-
каться с обмоткой возбуждения, замкнутой на время пуска на якорь
возбудителя при условии, что нагрузка при пуске не превышает
0,4—0,6Рн.
3. Синхронные двигатели большей мощности нуждаются, как прави-
ло, в контакторе возбуждения для обеспечения эффективного гашения
поля или для ресинхронизации, поэтому для таких двигателей, как и для
двигателей мощностью 500—2000 кВт, для которых требуется предусмат-
ривать ресинхронизацию, целесообразно использовать имеющийся кон-
тактор возбуждения и-для пуска. В этом случае пуск двигателя осу-
ществляется с обмоткой возбуждения, замкнутой на разрядный резистор.
4. Синхронные электродвигатели с полупроводниковыми возбуди-
тельными агрегатами следует запускать с обмоткой возбуждения, зам-
кнутой на разрядный резистор, так как, если в этом случае замкнуть
обмотку возбуждения на возбудитель, она будет попеременно с частотой
скольжения находиться то в закороченном, то в разомкнутом состоянии.
В полупериод, когда обмотка .возбуждения будет разомкнута, возмож-
ны пробой изоляции этой обмотки и повреждение полупроводниковых
приборов возбудителя.
ik
ж) Форсировка возбуждения при пуске
Форсировка возбуждения, осуществляемая при пуске после дости-
жения двигателем подсинхронной частоты вращения, создает благопри-
ятные условия для вхождения синхронного двигателя в синхронизм.
Особенно эффективна форсировка возбуждения для синхронных двига-
телей, обмотка возбуждения которых подключается к источнику посто-
янного тока при пуске с учетом взаимного расположения магнитной оси
ротора и вращающегося магнитного поля статора. Однако необходи-
мость форсировки возбуждения при пуске для синхронных двигателей
с электромашинными возбудителями не ограничивается этими сооб-
ражениями.
Как известно, установившийся режим работы электромашинного воз-
будителя характеризуется точкой пересечения характеристики намагни-
чивания при rirarp==r/=const и прямой iB (г«.в+Гш.р), где го.в — сопротив-
ление обмотки возбуждения возбудителя и гш.р—сопротивление
введенной части шунтового реостата. Поскольку характеристика намагни-
чивания не однозначна: имеет восходящую и нисходящую ветви, то каж-
дому значению гш.р, будут соответствовать два установившихся значения
напряжения возбудителя: первое, меньшее значение будет при пересече-
нии прямой 1в(Го.в+Гщ.р) с восходящей ветвью U(iB) и второе, большее
значение при пересечении той же прямой с нисходящей ветвью
Разница между этими двумя значениями будет тем больше, чем
больше кратность форсировки возбуждения возбудителя. На рис. 3-14
приведена характеристика U (iB) возбудителя типа ВТ-20-3000 двигателя
СТМ-1500-2. При нормальной работе напряжение возбуждения составля-
ет 40 В. Если установить такой уровень возбуждения шунтовым реоста-
84
Рис. 3-14. Характеристика возбу-
дителя ВТ-20-3000 синхронного
двигателя СТМ-1500-2.
С/а — напряжение до форсировки воз-
буждения; П6 — напряжение после
форсировки возбуждения.
том с нуля, мы попадем в точку а восходящей ветви После работы
устройства форсировки возбуждения при неизменном положении .шунто-
вого реостата установившееся напряжение возбудителя будет на нисхо-
дящей ветви намагничивания в точке б. Для данного конкретного случая
Пб=1,5^а- В общем случае для различных возбудителей напряжение
после форсировки может быть в 1,2—-2,0 раза больше напряжения до
форсировки возбуждения. С увеличени-
ем напряжения возбуждения растет ток
статора, значение которого может пре-
высить номинальное значение в 2—3
раза. Такое превышение тока приво-
дит к срабатыванию токовых защит
от перегрузки и асинхронного хода и
ложному отключению двигателя. На
рис. 3-15 приведена осциллограмма
изменения тока статора при форсировке
возбуждения, из которой видно, что ток
статора после форсировки возбуждения
двигателя СТМ-1500 превысил значение,
имеющее место до форсировки, в 3 раза.
Для предотвращения повышения тока
статора .после действия форсировки воз-
буждения необходимо обеспечить форси-
ровку возбуждения при пуске [Л. 20].
В этом случае возбудитель будет рабо-
тать на нисходящей ветви намагничива-
ния, и после следующей форсировки на-
пряжение возбуждения будет такое же,
как до форсировки. Схема форсировки
возбуждения при пуске для двигателей,
запускаемых с обмоткой возбуждения,
замкнутой на разрядный резистор, приведена на рис. 3-7 и 3-10.
На рис. 3-16 приведена схема форсировки возбуждения при пуске
для двигателей с глухоподключенным возбудителем. Особенность этой
схемы заключается в том, что форсировка возбуждения срабатывает пос-
ле достижения двигателем подсинхронной частоты вращения, которая
определяется по отпаданию токового реле РПТ. Время действия форси-
ровки зависит от времени возврата реле 1РБ и принимается равным 2—
Рис. 3-15. Осциллограмма изменения тока статора синхронного двигателя СТМ-1500-2
при форсировке возбуждения.
85
Зев зависимости от скорости нарастания возбуждения до потолочного
значения.
Форсировка возбуждения при пуске для предотвращения ложной
работы защиты необходима для двигателей, максимальная кратность
возбуждения которых превышает 1,4. При меньших кратностях такая
форсировка не обязательна.
з) Основные схемы асинхронного пуска ’
На рис. 3-7, 3-10 и 3-12 приведены схемы управления пуском син-
хронных двигателей, пускаемых от полного напряжения сети. В тех слу- j
Рис. 3-16. Схема форсировки возбуждения при пуске синхронного
двигателя с глухоподключенным возбудителем.
чаях, когда по какой-либо из вышеуказанных причин прямой пуск от
полного напряжения сети не допускается и включить двигатель по схеме
блока через трансформатор или через постоянно включенный реактор,
используемый для ограничения токов короткого замыкания, невозможно,
предусматривается пуск через реактор, который шунтируется в конце
пуска.
На рис. 3-17 приведена схема управления пуском синхронного дви-
гателя с электромашинным возбудителем. Двигатель пускается через
реактор, который в конце пуска шунтируется масляным выключателем.
Управление пуском осуществляется в функции скольжения.
Включение выключателя 2В производится ключом управления КУ,
при этом включение выключателя произойдет, если отключены шунтиру-
ющий выключатель 1В, контактор возбуждения КВ и включены все
вспомогательные механизмы (маслонасосы и др.). После включения
выключателя 2В в обмотке возбуждения, замкнутой на разрядный резис-
тор, наводится переменный ток частотой sfB. Срабатывает реле РКС,
подключенное к части сопротивления разрядного резистора СГ через
Диод. Замыкающие контакты реле РКС включают реле РБ. Замыкаю-
щие контакты реле РБ включают контактор форсировки КФ, чем уско-
ряется нарастание возбуждения на возбудителе. Другие замыкающие
контакты реле РБ подготавливают цепь на включение контактора воз-
буждения КВ и на включение шунтирующего выключателя 1В. После
достижения ротором двигателя подсинхронной частоты вращения, когда
86
полярность, наведенная в обмотке возбуждения э. д. с., совпадает с на-
пряжением возбудителя и время полупериода больше времени возврата
реле РКС по (3-52), размыкающие контакты этого реле замыкают цепь
включения контактора возбуждения КВ и включают шунтирующий вы-
ключатель 1В, одновременно размыкаются замыкающие контакты реле
РКС, включенные в цепи катушки реле РБ. С выдержкой времени воз-
врата реле РБ (1—2 с) размыкаются замыкающие контакты этого реле
в цепи включения контактора возбуждения, шунтирующего выключателя
и контактора форсировки, тем самым прекращается форсировка
возбуждения при пуске. С точки зрения обеспечения подачи
возбуждения с учетом полярности наведенной э. д. с. и полярности на-
пряжения возбудителя схема обеспечивает должный эффект для двига-
БкВ
Рис. 3-17. Схема реакторного пуска синхронного двигателя с электромашиниым воз-
будителем. КИП — цепи технологических защит.
телей с жесткой асинхронной характеристикой в области малых сколь-
жений (турбодвигатели с цилиндрическими роторами Либо явнополюс-
ные двигатели с массивными полюсными наконечниками). Для
синхронных двигателей, у которых скольжение при подсинхронной час-
тоте вращения (под подсинхронной подразумевается частота вращения,
до которой разгоняется ротор за счет разности среднего асинхронного
момента и момента сопротивления механизма) больше 3—5%, такого эф-
фекта достичь трудно из-за соизмеримости полупериода скольжения
с собственным временем включения контактора возбуждения, которое
к тому же нестабильно. Однако и в этом случае приведенная схема ие
менее эффективна, чем схема управления пуском в функции спадания
тока статора, поскольку она требует меньшего количества релейной ап-
паратуры и обеспечивает автоматическую ресинхронизацию.
87
На рис. 3-18.приведена схема управления реакторным пуском син-
хронного двигателя с тиристорным возбудителем. Схема работает ана-
логично описанной выше и особых пояснений не требует. В отличие от
схемы с электромашинным возбудителем включение возбуждения произ-
водится в точно заданное время, чем повышается входной момент дви-
гателя.
На рис. 3-19 приведена схема управления автотрансформаторным
пуском синхронного двигателя с электромашинным возбудителем. Схе-
ма работает в функции спадания тока статора.
Ключом управления КУ включается выключатель ЗВ в нейтрали
автотрансформатора. Включение этого выключателя произойдет при
условии, что отключены линеиныи
1В и шунтирующий 2В выключате-
ли, контактор возбуждения КВ и
включены все вспомогательные ме-
ханизмы. После включения выклю-
чателя ЗВ включается линейный вы-
Рис. 3-18. Схема реакторного Пуска синхронного двигателя с тиристорным возбудителем.
1РВ — реле времени тина РВП-2121 пневматическое, предназначено для перевода тиристорного
преобразователя в инвентарный режим при отключении двигателя от сети.
ключатель 2В, который подключает двигатель к сети через автотрансфор-
матор. От пускового тока срабатывает реле РПТ, которое включает реле
1РБ и 1РП. Реле/РВ включает реле 2РВ. Замыкающие контакты реле
2РБ включают контактор форсировки возбуждения КФ. После спадания
тока статора размыкающие контакты реле 1РП, включенные последова-
тельно с замыкающими контактами реле 1РБ, отключают выключатель
ЗВ. Выдержка времени на возврат реле 1РБ составляет примерно 0,5 си
в 2—3 раза больше времени отключения выключателя ЗВ. С отключени-
ем выключателя ЗВ создается цепь на включение шунтирующего вы-
ключателя 1В. Включение контактора возбуждения КВ происходит через
размыкающие контакты реле 1РБ и замыкающие контакты реле 2РБ.
Форсировка возбуждения прекращается после размыкания замыкающих
контактов реле 2РБ примерно через 1,5—2 с после включения контак-
тора возбуждения.
88
Очевидно, что управление автотрансформаторным пуском можно
осуществить в функции скольжения так же, как управление реакторным
пуском возможно в функции спадания тока статора.
("При использовании полупроводниковых возбудительных агрегатов I
управление пуском следует, как правило, осуществлять в функцию I
скольжения. Управление пуском в функции скольжения является пред- '
почтительным также для синхронных двигателей с электромашинными
возбудителями, для которых предусматривается ресинхронизация (при
работе защиты от асинхронного хода, АПВ, АВР)-
Рис. 3-19. Схема автотрансформаторного пуска синхронного двигателя с электромашин-
ным возбудителем. Управление пуском осуществляется по спадаиию тока статора. Обо-
значения— см. рис. 3-7 и 3-17.
Помимо приведенных схем существуют различные схемы управле-
ния пуском на бесконтактных элементах. Такие схемы могут оказаться
целесообразными и в тех случаях, когда все устройства защиты и авто-
матики будут выполняться на бесконтактных элементах.
и) Расчет времени пуска синхронного двигателя
Время разворота синхронного двигателя от иегюдвижиого состояния до подсин-
хронной частоты вращения sB определяется в соответствии с (1-90) по формуле
so
t —___2Н ( -----—------• (3-53)
Г” J тъ — /имех
1
Если известны аналитические выражения для среднего асинхронного момента /Па
и для момента сопротивления механизма /?гМСх и получающаяся аналитическая функ-
ция поддается непосредственному интегрированию, время пуска определяется по (Joo).
89
Рассмотрим .конкретные примеры.
Явнополюсный двигатель, запускаемый с обмоткой возбуждения, замкнутой яа
разрядный резистор.
В этом случае среднее значение асинхронного момента -может быть приближенно
представлено одним клоссовским .выражением
--F—
sK s
где
Xdc — Xrde
XJdCXdc
Xqc —Xrfqc
X,rqcXqc
там —’
Vs
sK = 0,5 (s\?c + s"oc) = 0,5
Все индуктивные сопротивления и постоянные времени должны определяться
с учетом сопротивления питающей сети, а постоянная времени т'а еще и с учетом
разрядного резистора, включенного в цепь обмотки возбуждения.
При пуске двигателя без нагрузки избыточный момент на период пуска будет
равен среднему асинхронному моменту.
Время пуска будет:
H
«ам
ds
2отаы
«к «
s + sK
So
H f S* + s2k ds~
там I £Sk
(3-55)
Принимая скольжение при подсинхроиной частоте вращения £о=О,О1, получаем:
Н
там
(3-55а)
Выражения (3-55), (3-55а) могут быть использованы при расчете времени пуска
преобразовательных агрегатов, синхронных компенсаторов и других агрегатов, запу-
скаемых без нагрузки.
При пуске такого же двигателя с нагрузкой, момент сопротивления которого
не зависит от частоты вращения (шаровые мельницы, поршневые компрессоры и др.),
время пуска может быть также выражено аналитической функцией
J /^ам
1 s I SK
sK s
__________(s2 + sSk) ds
Шмех (s2 ~T‘ s2k)
se
__ 2H Г 4~ saK — 2bssK 4~ 2bssK) ds
тмех J S2 4- S2k 2bssK
I
2H
тмех
(so — 1) 4~
2HbsK (* 2sds—2bsKds2bsKds __ 2H
Wjuex J S3 2bsSK 4- Х2к ^1мех °
2HbsK
mMex ln
Sp • 2bsas^ -j- SaK
1 — 2bsK 4- s2K
So
\ 2//teK «*
/ f^Mex J
1
2bsds
(S-bSKp_S2Klb?_l)
90
гн t <v 2//fesK
(s0 1) +
тмех Wwex
g2o ~ 2fes0SK ~4~ £8k
1 2teK -J~ £ак
, 2/W hi p8 —teK —зкГйа — 1 1—bsK + sKKb2— 1 ]
2mMex Fba — 1 [s0 — bsK + sK V 1 — bsK—sKVfea — 1 J ’
Окончательно
«о
Г______ds_____
J
1 с с ^мех
v+т-
. ba
ln
2//
^мех
SB — bsK — SK Kfea — 1
I S0 Ь$к + SK bZ 1
I »«, i s2° 2fescsK + saK |
(s0 l) + fesKln i—2bsK + saK +
1 - bSK + Sr Kfe2 - 1
1— bsK — Sx^b2— 1
__ . waM
где ь = — —•кратность максимального момента по отношению к моменту сопротив-
ления нагрузки при пуске.
Двигатель с массивным ротором, запускаемый с обмоткой возбуждения, замкну-
той на разрядный резистор. Средний асинхронный момент такого двигателя может
быть ориентировочно представлен выражением (3-12).
Время разворота двигателя без нагрузки (тмех =0) будет:
/„=
^там
2/7 Г
^ам I
Принимая so~0, получаем:
2/7(1 + 3sK)
Гп — Q„ -
+>4(i-14) r
(3-57)
(3-57a)
Для двигателей серии СТМ 5я=1,0;
2/7 4
п ^?ам 3 *
(3-576)
где игам максимальное значение момента по средней асинхронной характеристике,
отнесенное к номинальной кажущейся мощности двигателя. Если величина там
берется из каталога, где она приведена .в долях номинальной активной мощности,
в формулах (3-55), (3-56) и (3-57) следует вместо 2Н подставить tj.
При пуске турбодвигателей с нагрузкой, момент которой не зависит от скольже-
ния m„ex=const, время пуска будет:
se
91
f Л?гам
где b = —------•
шмех
После интегрирования получим:
2/7 (
/ц— т 14b г sK(rsK
,пмех I
Sq-t-Sk— 2bKst,sK
1 —Sk — 2b К”Sj;
— 4b2sK In
2Ь2—1
— 2bSK „г-." ..
Кь2— 1
ИЧ - KsK (Ь + Kb2 - 1)] В - Ksk (6 - Kb2 -11
IV4-V^b-Kb2- i)] [i-KsK(b + Kb2-i]
4bsK — 1 + 4b2sK In
1 4-Sk — 2b Vsk
sk
VsK — b + 1
EsK—b-l'b2 — 1
При se = 0
2Н
11 ///мех
2b2—1
-4-- 2bSjr г~- 1
В случаях, когда момент сопротивления нагрузки есть функция
скольжения, а также в тех случаях, когда аналитическое выражение для
среднего асинхронного момента не дано либо не может быть представ-
лено в достаточно простом и удобном для расчета виде, время пуска
определяется графическим интегрированием.
Расчет ведется в следующем порядке.
По известным ma(s) и z(s) = l//(s) находят по (3-13а) x(s) и строят
характеристику среднего асинхронного момента с учетом действительно-
го напряжения на выводах двигателя по формуле
Z(s) т2
(3-59)
«al/
По известной характеристике mMex(s) находят:
Щизб (^) (s) —Шмех (s). (3-60)
Кривая тИЗб(«) разбивается на конечное число прямоугольников
с основанием As и высотой тИЗб- Время пуска будет:
ta=2Hy\——
тизб i
(3-61)
Если ma(s) и mMex(s) заданы в долях номинальной активной мощ-
ности Рвом, а не полной мощности Sbom, то
<м1а)
i~\
Пример. Выбрать пусковой реактор и определить время пуска двигателя
СТМ-3500-2 с вентиляторной нагрузкой, изменяющейся при пуске по закону
п/мех = 0,15+0,4 (1—з)2.
92
Данные двигателя: Рн=3500 кВт; SH=4050 кВ-А, £4=6000 В; /в=890 А,
п.н=3000 об/мин, /п->т=7,75; П1нач=,/Пам=2,3.
Данные питающей сети.
Трансформатор 1600 кВ-А, 115/6,3 кВ:
ик=10,5%; 5к.8.с=3000 МВ-А.
По данным завода напряжение на выводах двигателя при пуске не должно
превышать 0,65 <4- Снижение напряжения на шинах должно быть не более чем иа
20% (пуски редкие).
Рис. 3-20. Кривые моментов и тока синхронного дви-
гателя СТМ-3500-2.
Данные трансформатора и системы, приведенные к номинальным параметрам
двигателя:
По (3-39) находим:
(0,54x"d — хс) хр< (x"d — хс);
(0,54-0,126—0,035) <лг,< (0,126—0,035); 0,033 =ОГ. ===0,091.
Предварительно выбираем реактор типа РБА-400А, 6 кВ:
Хр, % = 0,033 зэд-100 =3,5% по (3-42).
93
Ближайший по каталогу реактор РБА-6-400-4:
4 390
хр.б= юо*4ОО = О’®® п0 (3-43).
Проверяем .напряжение иа шинах в (начале пуска по (3-44)
0,126 4-0,039
^ш= 0,1234-0,0394-0,0335 = 0.835>0,8Л
Средний асинхронный (момент при напряжении £7=4,0, sK=4,0 и Мам—тнач=2,3
будет то (3-12):
2-2,3J<s
гПъ~ 14-s
По кривой /(s), приведенной на рис. 3-20, находим z(s) = l//i(s) я по (3-59)
находим mau(s) и >пИЗб по >(3-60). Расчет ©веден в табл. 3-1.
Таблица 3-1
I 0,8 0.6 0,5 0,4 0,2 0.1 ‘ 0,05 0,02
пга 2,30 2,28 2,22 2,16 2,08 1,72 1,32 0,98 0,64
г (s) 0,129 0,1325 0,139 0,145 0,156 0,200 0,270 0,364 0,570
х (s) 0,123 0,126 0,132 0,137 0,148 0,188 0,252 0,340 0,530
та: 1,00 1,02 1,03 1,04 1,05 0,98 0,92 0,77 0,57
•Пцех 0,15 0,17 0,22 0,25 0,30 0,40 0,47 0,50 0,53
^изб 0,85 0,85 0,81 0,79 0,75 0,58 0,45 0,27 0,04
Время пуска:
/0,2 , 0,1 ,0,1 0,1 0,05 0,05 0,05 0,05 0,05 0,05 0,05
Zn=10l 0,85~г0,84+ 0,825+0.8+ 0,78+0,76 +0,725 + 0,695+ 0,66+ 0,62+ 0,56+
, 0,025 , 0,025 0,02 0,01 0,01 0,01 0,01 , 0,01 , 0,01\
+ 0,52 + 0,47 + 0,425 +0,37 + 0,32+0,28 + 0,225 + 0,17+ 0,08у 17,1 с
Максимальное значение периодической составляющей пускового тока будет:
/н 390 '
— X"d4-xp4-xc “'0,123 4-0,0394-0,033 = 2000 А-
Проверяем реактор на термическую устойчивость:
0,9/п < ({ ’КОкат = 25 600 А-с°>®;
0,9-20001^3-17,1 = 13 000 < 25 600.
Выбранный реактор проходит по термической устойчивости.
3-3. ЧАСТОТНЫЙ ПУСК
а) Особенности пуска, токи и моменты при пуске
Как это указывалось ранее, основной вид пуска, применяемый для
синхронных двигателей, — это асинхронный пуск.
Для синхронных двигателей, не имеющих специальных пусковых об-
моток или достаточно мощных демпферных контуров, и для двигателей,
мощность которых соизмерима с мощностью питающей сети, а использо-
вание пускового реактора или автотрансформатора не может обеспечить
одновременно достаточный пусковой момент и необходимое остаточное
напряжение на шинах, применяются другие виды пуска, из которых
наибольший интерес представляет частотный пуск.
94
При частотном пуске обмотка статора пускаемого двигателя под-
ключается к обмотке статора генератора, частота вращения которого
изменяется плавно первичным двигателем от нуля до синхронной. До раз-
ворота генератора подается постоянный ток для питания обмоток воз-
буждения генератора и двигателя.
При развороте генератора на его выводах возникает напряжение,
частота которого пропорциональна частоте вращения ротора генератора.
Это напряжение обусловливает возник-
. новение в обмотке статора двигателя
магнитного поля, вращающегося с часто- F?f
той генератора и электромагнитного мо-
мента вращения двигателя. Если элек-
тромагнитный момент вращения доста-
точен для преодоления момента сопро-
тивления механизма и момента, обуслов-
ленного потерями, то разворот произой-
дет синхронно. После достижения син-
хронной частоты вращения двигатель
синхронизируется с сетью способом точ-
ной синхронизации вручную или автома-
тически.
Рассмотрим энергетические соотно- Э
шения, характеризующие частотный пуск. (
Для упрощения рассмотрим случай ча-
Рис. 3-21. Схема замещения и век-
торная диаграмма для расчета ча-
стотного пуска синхронного дви-
гателя.
стотного пуска, когда как генератор, так
и двигатель являются неявнополюсными
синхронными машинами. Схема замеще-
ния и векторная диаграмма приведены
на рис. 3-21.
На рис. 3-21 приняты следующие обозначения:
Ei=Eqt — э. д. с. генератора;
Ё2=Ёд2—з. д. с. двигателя;
Zt= (ri+jXdi)—синхронное сопротивление генератора;
Z2= (гг+jXdz) —синхронное сопротивление двигателя.
С учетом принятых обозначений можем написать уравнения напря-
жения для генератора и двигателя:
Ё2 = (—/:2) -}- 72Z2;
На основании (3-62) и (3-63) находим:
f _ — (— £g)
Z, + Z2
(3-62)
(3-63)
(3-64)
Поскольку оси di, Qt не совпадают с осями d2, #2, то решение (3-64)
более удобно производить, спроектировав векторы £1 и —Ё2 на ком-
плексную плоскость. Обозначим через 61 угол между вектором и по-
ложительным направлением вещественной оси комплексной плоскости,
95
через 62 — угол между (—£2) и положительным направлением вещест-
венной оси комплексной плоскости. Кроме того, примем следующие
обозначения:
Zi -Z2 = Zi2 = Zi2 (sin а j cos а) == jzlze = гг1!е} (9° а),
где
212 sin а = Г14- гг ~ rlz; |
Z12 COS а — АД1 —1~ •— -^12- j
С учетом изложенного напишем выражение для тока
/ — £вс,Ьа 33/ Г£ / (51+«) _ £ / (M-«h
(3-65)
(3-66)
(3-67)
Заменив показательную форму комплексных чисел в (3-67) на три-
гонометрическую, получим:
I = {£1 sin (8, а) — Ez sin (32 -}-«) — / [£1 cos (81 -f-o) —
— Ez cos (82 a)]}. (3-68)
Электромагнитная мощность генератора
РЭм1 = Re (EJ) = -J— |/:2i sin a EtEs sin (81 — 82 — a)]: (3-69)
Z12
где Ё^ЕтвР*=£1 (cos 814- j sin 81).
Электромагнитная мощность двигателя
Рэмг — Re (—EJ) = —1— [£t£2 sin (81 - - 32|- a) — E\ sin a], (3-70)
^12
где
—£2 = Ez (cos 82 j sin 82).
Максимальное значение электромагнитной мощности двигателя бу-
дет при 61—б2+«=90 и равно:
РЭМ2 макс=[£1£2 — £*. Sin а]. (3-71)
Z12
Определим соотношение между токами возбуждения двигателя и
генератора, при котором электромагнитная мощность будет максималь-
ной:
=_L [£', _ 2£2 sin a] = 0, (3-72)
откуда
(£2)маКс=-2^г £1.
В начале разворота Zi2=ri2, sina=l и
£гмакс = 0,5£i. (3-72а)
Таким образом, для получения максимального значения электро-
магнитного момента в начале пуска э. д. с. двигателя должна быть
в 2 раза меньше, чем э. д. с. генератора. Практически при частотном
пуске на генераторе устанавливается номинальный ток возбуждения,
а на двигателе — вдвое меньше номинального. При достижении машина-
96
ми частоты вращения, близкой к номинальной, может значительно вы-
расти напряжение на их выводах, поэтому по мере, увеличения частоты
вращения необходимо регулировать ток возбуждения таким образом,
чтобы напряжение на машинах не превышало 1,057/п. Ток возбуждения
двигателя при этом не должен быть меньше тока возбуждения при хо-
лостом ходе и номинальном напряжении.
При синхронной частоте вращения можно принять ri=r2=O, тогда
Рэм1'—~ Рэмг —- Шэм —— Шс:~--S1H (61 — 8а). (3-73)
*12 '
Пример. Определить максимальную нагрузку двигателя, при ко-
торой возможен его частотный, пуск от генератора, вдвое мбныпего по
мощности. Исходные данные: Sr.E=O,5SHBJH.
Максимальный |*момент по статической характеристике генератора
——=1,6; синхронные индуктивные сопротивления генератора и 'двига-
теля в отн. ед., отнесенных к своим номинальным параметрам, равны,
т. е. численно Лд2=Хл и £2= 1.05.
Допустимая нагрузка при пуске будет:
_ E.ESKB £,-1,05-0,8 1,6-1,05-0,8 п .к
Щмех <-----’ Га <------------------3-----=0,45;
Хаг + Xdt ~ё-
°г.н
здесь /С, ==0,8 — коэффициент надежности, при котором запас устойчи-
вости составляет 1/0,8=1,25.
Дополнительным критерием успешного частотного пуска является
достаточная величина мощности первичного двигателя генератора для
преодоления момента сопротивления механизма <тМех и момента, обус-
ловленного потерями. Для выполнения этого условия в рассмотренном
примере необходимо, чтобы тМеХ<0,5, поскольку по условию 5г.н=
=0,5-VHBJH.
б) Динамика частотного пуска
Ускорение генератора будет происходить за счет разности момента
первичного двигателя тт и электромагнитного момента, а ускорение
двигателя — за счет разности электромагнитного момента и момента на
валу двигателя:
/ ds X _ «т «эм. \
V at )Г ЪНТ ’ I (3_74)
f ds X — Д^мех I
\ У дв пв
Разность ускорений генератора и двигателя составляет ускорение
роторов этих машин относительно друг друга
d2(S, —62)__( ds \ 64-751
<йв dt)r V аЧдв'
Подставляя в (3-75) значения для ускорения из (3-74), получаем
дифференциальное уравнение относительного движения роторов генера-
7—soi 97
тора и двигателя
ds (6, — 62) _ тт । Отмех _1 | 1 \
dP 2Н^ 2Н№ там 2НГ 2Н№ J
(3-76)
При равенстве ускорений двигателя и генератора их относительный
угол 61—62=const, тогда
__ т.гНкс 4* tnl№,fHT
/Пэм-------г»-г—77----- V’"' ')
Л ДВ г п г
и ускорение движения двигателя и генератора можно
становкой (3-77) в (3-74):
определить под-
(3-78)
/тгт ,имех
2(Яг4-Нев) ’
Из (3-77) видно, что электромагнитный момент твм должен быть
тем больше, чем больше момент первичного двигателя генератора тт н
момент сопротивления на валу двигателя mMCX. С другой стороны, элек-
тромагнитный момент не может превышать максимальное значение,
определяемое из (3-73), поэтому величины тт и шмех должны быть огра-
ничены таким образом, чтобы выполнялось условие
Шт^пв *)* ^мехТ/г .. Е^Е^
4* 7/дв *12
(3-79)
и для обеспечения ускорения движения необходимо, чтобы
Шмех^О. (3-80)
В заключение необходимо отметить, что хотя в настоящее время ча-
стотный пуск синхронных двигателей применяется крайне редко, в буду-
щем по мере увеличения единичной мощности синхронных двигателей
до нескольких десятков тысяч киловатт такой способ пуска может ока-
заться наиболее приемлемым, особенно если в качестве генератора
использовать тиристорный преобразователь частоты, что в принципе
возможно.
3-4. ДРУГИЕ ВИДЫ ПУСКА
Помимо асинхронного и частотного пуска синхронных двигателей,
представляют практический интерес следующие виды пуска:
а) пуск с помощью разгонного двигателя;
б) пуск при наличии фазной обмотки на роторе.
В качестве разгонного двигателя, как правило, используется асин-
хронный короткозамкнутый двигатель, имеющий номинальную синхрон-
ную частоту вращения, равную или несколько больше частоты враще-
ния синхронного двигателя, и мощность, не превышающую половины
мощности этого двигателя.
Разгонный двигатель, жестко связанный с валом синхронного дви-
гателя, включается в сеть и разгоняется до подсинхронной частоты
вращения, после чего включается в сеть синхронный двигатель. Вклю-
чение возбуждения синхронного двигателя производится так же, как
при асинхронном пуске. После окончания пуска разгонный асинхрон-
ный двигатель отключается от сети. Таким образом, при пуске с раз-
гонным двигателем ток в момент включения синхронного двигателя
98
и напряжение на шинах практически такие же, как при асинхронном
пуске. Однако длительность протекания такого тока и снижения на-
пряжения на шинах не превышает 0,5—1,0 с, что, как правило, допу-
стимо как для самого двигателя, так и для нагрузки, питающейся от
этих шин.
Для разворота синхронного двигателя до подсинхронной частоты
вращения необходимо, чтобы в диапазоне скольжений от s— I до s=sH
асинхронный момент разгонного двигателя с учетом действительного
напряжения 'на шинах был достаточен для преодоления момента сопро-
тивления на валу синхронного двигателя, включая инерцию ротора
этого двигателя, т. е. необходимо, чтобы
do* ds___ та— ?Пмех л /о ci\
-dT=- dT----------Tj----> 0 <3-81)
в диапазоне скольжений 1, где тМех —момент сопротивления
на валу синхронного двигателя в долях от номинальной активной мощ-
ности этого двигателя; т3-— механическая постоянная времени системы,
отнесенная к номинальной мощности синхронного двигателя; та —
асинхронный момент разгонного двигателя с учетом действительного
напряжения на шинах, приведенный к номинальной мощности синхрон-
ного двигателя:
ща=-----------(J* ^-дв; (3-82)
S I *ном. с.дв
«К 5
здесь Ьк — максимальный (опрокидывающий) момент асинхронного
двигателя в долях от его номинального значения (определяется по
каталогу); sK-—критическое скольжение, соответствующее максималь-
ному моменту:
sK=sH [йн+(3-83)
«в — номинальное скольжение асинхронного двигателя:
= (3-84)
“о
где п0 — синхронная частота вращения, об/мин; пн—номинальная ча-
стота вращения, об/мин.
Выражения (3-83), (3-84) справедливы для асинхронного разгон-
ного двигателя с одной короткозамкнутой обмоткой на роторе, для
которого можно принять активное сопротивление цепи ротора r2=const.
Для асинхронного двигателя с глубоким пазом ротора активное сопро-
тивление цепи ротора есть функция скольжения, и расчет асинхронного
момента по формуле Клосса (3-83) при s^>s[; дает большие погрешно-
сти. В этом случае расчет асинхронного момента следует производить
по формуле
X2kS2 + г2 2
где r'z-fi(s) и xa=fz(s), либо по методу, предложенному И. А. Сыро-
мятниковым [JI. 16]. По этому методу формула Клосса используется
дважды: один раз по параметрам холостого хода, определенным при
s=0, и второй — По параметрам короткого замыкания при s=I. По
параметрам, определенным при s=0, рассчитывают Ьн и «к; по пара-
метрам, определенным при s—1, рассчитывается начальный пусковой
момент.
7*
99
В последнее время стали применяться схемы пуска с разгонным двигателем,
обметка якоря которого включается последовательно с якорной обмоткой пускаемого
синхронного двигателя, как это показано .на рис. 3-22. При достижении двигателями
пбдейнхронной частоты вращения включается шунтирующий /выключатель ВШ, после
чего обмотка .возбуждения синхронного двигателя переключается с разрядного резисто-
ра на возбудитель. При такой схеме подключения разгон-
ного двигателя энергетические показатели получаются не-
сколько лучше, чем при подключении разгонного двигателя
непосредственно к шинам. Особенно эффективна такая схе-
ма при пуске крупных машин, когда разгонный двигатель,
. мощность Которого составляет 0,5—0,3 мощности синхрон-
ного двигателя, должен пускаться через пусковой реактор.
При последовательном соединении якорных обмоток раз-
гонного и основного двигателей обмотка якоря основного
синхронного двигателя служит как бы реактором для раз-
гонного двигателя. За счет падения напряжения на якор-
ной обмотке основного синхронного двигателя создается
Дополнительный вращающий момент, который позволяет
уменьшить мощность разгонного двигателя.
При последовательном соединении якорных обмоток
напряжения на разгонном и синхронном двигателях будут:
kp-ЛВ -
^с.да —
хк
Sp-лв
(3-85)
’с. дв
с
°р.лв
----
^С.лв
с
°р.ЛВ
'С. да
Рис. 3-22. Схема пуска
с разгонным двигателем
РД, якорная обмотка ко-
торого включена после-
довательно с якорной
обмоткой синхронного
двигателя СД.
где х"в—сверхпереходное индуктивное сопротивление синхронного двигателя, отн. ед.,
отнесенное -к номинальной, мощности этого двигателя; хк—индуктивное сопротивление
разгонного двигателя при s=l отн. ед., отнесенное к номинальной мощности этого
двигателя; SP.BE. Sc.nE—номинальная мощность, кВ-А, разгонного и синхронного
двигателей.
При достаточно мощной сети и 17р.ЯЕ=а, 17с.дЕ=1—а, тогда
моменты разгонного и синхронного двигателей будут:
ИГа.р.дв==Ша.и.р.дв С12;
С
Л» С.лв
та. с.дв — та.н. с.дв(1 —с
ер.дв
Пусковой ток, А, будет:
асинхронные
(3-86»
с4.р.да (1 —р)/н. с.дв
-п=-”Хк ------------------ <3-87)
Таким образом, прн уменьшении пускового тока разгонного двигателя на а
(а<1) суммарный пусковой момент pane..
s
MaS = "’а.н. р.да“г *F ,иа.н. с. дв (1 — а)2 с & »
*3р.дв
где /Па.в.р.дв и Иа.н.с.дв—средние асинхронные моменты разгонного и синхронного
двигателей при номинальном напряжении сети, отнесенные к номинальным мощностям
этих двигателей.
Нетрудно заметить, что при хс=0 и xK=x"d
________^С.ДВ_____.
^*с.дв Ч* ^>р.лв 1
^р.лв
(3-88)
(3-89)
(1-а)-=-с
°с. да
ЮО
Обозначим -отношение номинальных мощностей разгонного и пускаемого синхрон-
ного двигателя через {3, тогда
°~1 + ₽:
('-“•-рт-
(3-90)
где
с
°р-дв
^С.дв
(3-91)
Допустим, что средние асинхронные ’моменты, отн. ед., разгонного и синхронного
двигателей идентичны, т. е.. . •
^а.н.р.дв — №а.н.с2дв —^а.н.
тогда, подставляя в (3-89), (3-90) и (3-91), получим суммарное значение асинхронного
момента в долях от номинального момента разгонного, двигателя:
1
waip.flB — /иа.н 1 р — ,иа.на- (3-92)
Суммарный асинхронный момент в долях от номинального момента пуекаембго
синхронного двигателя будет: •
^аЕс-дв = та.н“? ~ там О — “)• (3-93)
Таким образом, уменьшая напряжение .на двигателе и пусковой ток в а раз,
уменьшаем пусковой момент тадже в а раз. Как известно, при пуске по реакторной
или автотрансформаторной схеме и уменьшении пускового тока двигателя в а раз
пусковой момент уменьшается в в2 раз, т. е. по сравнению с реакторной или авто-
трансформаторной схемой пуска получается приращение пускового момента (при
одной и,той же величине кратности пускового тока)
—а2) =тя.в а(1—а). (3-94)
Пример. Определить кратности токов и асинхронного момента при пуске
синхронного, двигателя от разгонного двигателя вдвое меньшей мощности. Якорные
обмотки обоих двигателей включены последовательно. Исходные данные:
6 ^а.н. р.дв'^а.н, с.дв»
1 _ 2 0,5 _ 1
а = 14-0,5 3 • (!~“) = 14-0,5 3*
Пусковые токи разгонного и синхронного двигателей по (3-87) соответственно
равны 2/з и */з. токов при пуске этих двигателей от полного напряжения сети.
Момент при пуске в долях номинального момента разгонного двигателя
2
^аГр.д — та.н. р.дв з •
Момент при пуске в долях номинального момента пускаемого синхронного дви-
гателя
1
,/га£с.дв ~тг.и. с.дв 3 •
Итак, в данном примере для определения возможности запуска двигателя по
такой схеме необходимо асинхронную характеристику синхронного двигателя, опре-
деленную для номинального напряжения, уменьшить в 3 раза и сопоставить
с моментом сопротивления механизма.
101
Условие успешного запуска будет:
(1-—<х)АИа.н.с.дв—Шмех^О, (3-95)
где тМех —отн. ед. в долях номинального момента синхронного двигателя.
Принципиально возможно использование в качестве разгонного дви-
гателя асинхронного двигателя с фазной обмоткой на роторе. В этом
случае момент, развиваемый разгонным двигателем, при соответствую-
щем подборе ступеней сопротивлений в роторе будет больше, а ток при
пуске не превысит 1,5—2-кратного номинального тока разгонного дви-
гателя. Мощность разгонного двигателя в этом случае можно принять
примерно 25% мощности синхронного двигателя. Кроме того, при вы-
полнении специальной схемы размагничивания [Л. 49] можно обеспе-
чить плавное снижение напряжения на разгонном двигателе, к концу
куска до нуля и соответствующее увеличение напряжения до номиналь-
ного значения на синхронном двигателе и его вхождения в синхронизм.
Однако в этом случае схема пуска значительно усложняется. Основные
недостатки схемы пуска с разгонным двигателем — большая стоимость
и сложность, а также тот факт, что вместе с работающим синхронным
двигателем постоянно вращается разгонный двигатель. От последнего
можно избавиться, применяя электромагнитную муфту, однако это при-
ведет к дальнейшему усложнению и удорожанию установки.
Схема пуска с разгонным двигателем применяется только тогда,
когда невозможен асинхронный пуск с использованием пускового реак-
тора или автотрансформатора и не представляется возможным осуще-
ствить частотный пуск из-за отсутствия подходящего генератора.
Схема пуска с использованием разгонного двигателя может ока-
заться весьма эффективной для пуска крупных синхронных двигателей,
работающих в системе Г—Д (генератор — двигатель).
В этом случае генератор постоянного тока используется как раз-
гонный двигатель. Питание якорной цепи генератора можно осущест-
вить от тиристорного преобразователя подъемом напряжения с нуля.
Включение синхронного двигателя в сеть можно осуществить как спо-
собом точной синхронизации, так и способом самосинхронизации.
Рассмотренные схемы пуска синхронных электродвигателей не
охватывают все возможные виды пуска.
В заключение необходимо сказать еще об одном виде пуска син-
хронного электродвигателя, являющемся частным случаем асинхронно-
го пуска. Некоторые иностранные фирмы (итальянские и др.) выпу-
скают синхронные электродвигатели с фазной обмоткой на роторе. Как
известно из теории асинхронного двигателя, максимальное значение
момента там не зависит от активного сопротивления цепи ротора, а за-
висит только от квадрата напряжения сети и параметров обмотки
статора.
Критическое скольжение Sk, при котором асинхронный момент
имеет максимальное значение, пропорционально активному сопротивле-
нию цепи ротора. Таким образом, введя дополнительный резистор по-
следовательно с обмоткой ротора, получим искусственную характери-
стику асинхронного момента, при которой критическое скольжение sK
смещается в сторону больших скольжений. При некоторой величине
дополнительного сопротивления г'2л величина sK становится равной еди-
нице, т. е. максимальное значение асинхронного момента будет иметь
место при неподвижном роторе.
102
Величина критического скольжения sK может быть определена из
выражения
sK=-g + r'lta,
хк
(3-96)
где r's, г'2д— активное сопротивление обмотки ротора и сопротивление
дополнительного резистора, введенного в цепь обмотки ротора, отнесен-
ные к параметрам статора; хк — индуктивное сопротивление двигателя
при закороченной обмотке ротора и s=l.
Дополнительное сопротивление г'2д, при котором зк=1, определяет-
ся из выражения
г'гд. макс — Хк — f 2- (3-97)
Рис. 3-23. Характеристика асин-
хронного момента для двигате-
ля с фазной обмоткой на ро-
торе.
При уменьшении величины г'2а до г'2а.
значение момента смещается от s=l до s—s
sK.e=Zk, (3-98)
хк
«к.е — критическое скольжение по есте-
ственной характеристике.
Таким образом, достигается значитель-
ное увеличение избыточного момента при
пуске. Кроме того, за счет увеличения об-
щего сопротивления двигателя
?Д. к =)/Г(Ь 4' 4“ Г*ед)е “Ь Х2к (3-99)
значительно уменьшается пусковой ток.
На рис. 3-23 приведена характеристика
изменения асинхронного момента при пуске
для двигателя с фазной обмоткой на рото-
ре и тремя ступенями сопротивления до-
полнительного резистора.
Практические методы расчета сопротивлений дополнительного ре-
зистора и времени переключений изложены в [Л. 35] и других источ-
никах.
После окончания пуска фазная обмотка на роторе закорачивается
и выполняет функцию демпферной клетки.
акс до нуля максимальное
:.е, ГДе
ГЛАВА ЧЕТВЕРТАЯ
САМОЗАПУСК СИНХРОННЫХ ЭЛЕКТРОДВИГАТЕЛЕЙ
4-1. ОБЩИЕ ВОПРОСЫ САМОЗАПУСКА. ПОВЕДЕНИЕ СИНХРОННЫХ ДВИГАТЕЛЕЙ
ПРИ КРАТКОВРЕМЕННЫХ ПЕРЕРЫВАХ ПИТАНИЯ
Под самозапуском подразумеваются разворот до подсинхронной ча-
стоты вращения и вхождение в синхронизм синхронного двигателя
после восстановления питания, потерянного из-за кратковременного от-
ключения источника или кратковременного глубокого снижения напря-
жения вследствие короткого замыкания на смежных элементах сети.
Во всех случаях потери питания как при отключении источника,
так и при глубоком снижении напряжения вследствие короткого замы-
кания на смежных элементах сети синхронный двигатель начнет тор-
103
мозиться. Однако электромагнитные и электромеханические переходные
процессы, происходящие в двигателе при отключении питающего источ-
ника и последующей его автоматическом повторном включении АПВ
или включении резервного источника питания АВР, отличаются от
переходных процессов, происходящих в двигателе при коротком замы-
кании на смежных элементах сети. При отключении питающего источ-
ника торможение будет происходить за счет момента сопротивления
от приводимого механизма, а при одновременном отключении группы
возбужденных двигателей выбег их будет синхронным до тех пор, пока
напряжение на их выводах будет выше 0,4—0,5ПНОМ, и торможение бу-
дет зависеть от приведенной постоянной инерции всех агрегатов,
участвующих в совместном выбеге. Магнитная система возбужденных
синхронных двигателей, выбегающих вследствие отключения питающего
источника, насыщена. После восстановления питания в результате
действия устройств АПВ или АВР будет иметь место электромагнитный
переходный процесс из-за несинхронного включения возбужденных
синхронных двигателей, частота напряжения которых значительно от-
личается от частоты сети. Возникающие при этом токи в обмотках
двигателя и электромагнитные моменты, передающиеся по валу на при-
водной механизм, могут значительно превышать соответствующие вели-
чины, имеющие -место при коротком замыкании на выводах двигателя.
При восстановлении напряжения после отключения короткого замыка-
ния на смежном элементе сети токи и электромагнитные моменты вра-
щения, возникающие в синхронных двигателях, как правило, меньше,
чем при несинхронном включении, обусловленном действием устройств
АПВ и АВР, так как результирующий магнитный поток двигателя
в этом случае значительно ослаблен из-за размагничивающего эффекта
тока короткого замыкания.
Характер протекания электромеханического переходного процесса
зависит от длительности перерыва питания, загрузки двигателя и пара-
метров двигателя и сети. При перерывах питания из-за короткого за-
мыкания на смежном элементе, в случае, если короткое замыкание
отключилось защитой без выдержки времени, угол нагрузки д синхрон-
ного двигателя, как правило, не успевает вырасти до критической
величины [см. (1-10)], при которой возможно нарушение динамической
устойчивости. Электромеханический переходный процесс в этом случае
носит характер затухающих синхронных качаний. При более длитель-
ных перерывах питания скольжение может достичь заметной величины,
и разворот до подсинхронной частоты вращения будет возможен, если
средний асинхронный момент превысит момент нагрузки и генератор-
ный момент, обусловленный током возбуждения в активном сопротив-
лении цепи статора.
При отдаленном коротком замыкании за реактором или трансфор-
матором частота вращения синхронного двигателя не снизится при
значительном времени (2-—3 с) отключения короткого замыкания при
условии, что остаточное напряжение на шинах больше 0,4—0,5(/н-
Для малонатруженных двигателей (Р < 0,7Ан), снабженных устрой-'
ством форсировки возбуждения, устойчивая синхронная работа двига-
теля с сетью может сохраняться при снижениях напряжения до 0,ЗДном.
На рис. 4-1 приведены осциллограммы поведения синхронного дви-
гателя СТМ-3500-2 при коротком замыкании на смежных элементах
сети при к. з. за реактором и при к. з. на шинах. Как это видно из
осциллограммы, при к. з. за реактором синхронная работа двигателя
104
Рис. 4-1. Осциллограммы трехфазного к. з. в сети 6 кВ при работе синхронного двига-
теля СТМ-3500—привода турбовоздуходувки Н-900-31-1. •
а. — к. з. за реактором на районной п/ст.; б —к.. з. на шинах п/ст. 1 завода (двигатель подпиты-
вает точку к. з. через реактор 6 кВ, 400 А. 4%).
с сетью не нарушается при времени отключения к.з. 2,7 с. При к. в. на
шинах скольжение достигает заметного значения за время 0,2 с, а угол
нагрузки б переходит за 90°.
4-2. ИЗМЕНЕНИЕ СКОРОСТИ И УГЛА СИНХРОННОГО ДВИГАТЕЛЯ
ПРИ КРАТКОВРЕМЕННОЙ ПОТЕРЕ ПИТАНИЯ
При потере питания вследствие отключения питающего источника
или металлического трехфазного .короткого замыкания двигатель нач-
нет тормозиться.
Изменение скольжения при выбеге может быть определено из урав-
нения движения ротора при [7=0. При отсутствии питания составляю-
щие синхронного момента и асинхронный момент будут равны нулю и
уравнение движения примет вид.'
с!28 __ ds . ( Eq V г 1.. »
+ i-s cose,? '
В (4-1) игмех определяется в долях от номинальной активной мощ-
ности двигателя, а величина Eqlx& численно равна кратности макси-
мального момента по синхронной характеристике.
Генераторный момент, обусловленный током возбуждения двигате-
ля, будет иметь место при коротком замыкании. В этом случае перерыв
питания, как правило, непродолжительный, и скольжение не успевает
достичь заметной величины. Поё^зМу можно принять генераторный мо-
мент, не зависящим от скольжения. При синхронной частоте вращения
105
и номинальном возбуждении этот момент составляет 10—20% номи-
нального момента двигателя. При решении уравнения (4-1) генератор-
ный момент может быть учтен соответствующим увеличением механиче-
ского момента
Л2мех f ~ ^мех + (0,1 -5- 0,2) /С2ф, (4-2)
где Кф — кратность тока возбуждения по отношению к номинальной
величине.
При кратковременном перерыве питания механический момент тжх
независимо от характера приводимого механизма также практически не
зависит от скольжения, и решением уравнения (4-1) с учетом принятых
допущений будет:
s = (4-3)
При коротком замыкании выбег отдельных двигателей будет про-
исходить по индивидуальным характеристикам.
При отключении источника питания выбег группы возбужденных
двигателей будет синхронным до тех пор, пока напряжение на выводах
не станет ниже 0,4—0,51/я. В этом случае генераторный момент от тока
возбуждения будет иметь место, если в выбеге участвуют асинхронные
двигатели. Однако величина этого момента значительно меньше, чем
при коротком замыкании, и его можно не учитывать.
Скольжение при групповом выбеге будет:
S = (4-4)
т/пр ’
где
п
Шмех.пр^^ -—д------ (4-4а)
2
И
. п п
2 GD*nl 2
</«> = -^4------------------ (4-46)
365 2 p«i 2 р«г
»=1 i=i
Для определения угла поворота оси ротора двигателя по отноше-
нию к вектору напряжения сети проинтегрируем (4-3), учитывая, что
после интегрирования получим угол б в электрических радианах:
где S.=arclg
®__S I mMexf ts
8—М у 2*
*
определяется предшествующей нагрузкой.
(4-5)
106
При выбеге из-за кратковременного отключения питающего "источ-
ника угол б определяется из выражения
8 = 8опр+^4; (4-6)
5 «л
• ' 8Дпр —----п-----.
S p,,(
/=1
В (4-5) и (4-6) t и Tj в эл. радианах.
Если в (4-3) и (4-4) подставлять t и т; в секундах, то, если учиты-
вать, что /(рад)=^(с)-2л/0 и Тз(рад)==т5-с-2л/о, угол б в эл. радианах опреде-
лится из выражений
8 = (4-5а)
Т/
8 = 8ЯПР-Р Р. (4-6а)
"Упр
В (4-5а) и (4-6а) t и Tj в секундах.
Для определения угла б в эл. град необходимо выражения (4-5а)"
и (4-6а) помножить на 180/л, тогда изменение угла б при к. з. на смеж-
ном элементе будет:
8 = (4-56)
Изменение угла при отключении питающего источника
8=8я]р+-^^ tK (4-66)
т/пр
Время, за которое ротор отстанет от вектора напряжения сети на
угол бо+эт, может быть определено подстановкой в (4-5а) б==бо+л-
После подстановки получим:
Ч-Н*
«Л------ ' (4-7)
5®mMexf
Подставляя б=бопр+л в (4-6а), получаем время отставания ротора
на угол бопр4~л при отключении источника:
t ___ (4-8)
V:-^ V 50тмех.„р
В (4-7) и (4-8) т, в секундах и тмех в долях номинальной актив-
ной мощности.
Пример. Определить время, необходимое для поворота оси ротора
на угол Ес, „ при к. з. Исходные данные: т3=5с;
тм-yf—1; А, 0.316 с-
VH г 50-1
Время перерыва питания, при котором скольжение не превысит
критического значения, определяемого из условий 100%-ной вероятно-
сти успешной синхронизации Эджертона, определяется из (4-3), (4-4)
и (3-16):
— Г^>1ЛОГ ——
if V 1}
107
откуда
inep < l> — \tnc. м.к®/. (4-9)
Пример. Определить предельное время отключения к. з., при ко-
тором обеспечивается 100%-ная вероятность успешной ресинхрониза-
ции, для синхронного двигателя с параметрами: п*с.м.к=2,0; тмех/=1,0;
тг=5-314=1570 рад;
«пер < -Ьр- J21570 = 59 рад;
^epfc) = ~0,188 с.
В действительности во многих случаях успешная ресинхронизация
происходит и при временах перерыва питания, превышающих в 1,5,
а в ряде случаев и в 2 раза время, определяемое из (4-9). Однако и
в этом случае для рассмотренного примера допустимое время перерыва
.питания, при котором обеспечивается 100%-ная вероятность успешной
ресинхронизации, не превышает 0,3 е.
Необходимо иметь в виду, что успешная ресинхронизация возможна
и при времени перерыва питания, превышающем время, определяемое
из (4-9) в случае благоприятного соотношения асинхронного момента,
момента нагрузки и генераторного момента, обусловленного возбужде-
нием, т. е. когда
та>тм№+т/.
В этом случае двигатель разгоняется до критического скольжения
за. счет асинхронного момента, после чего происходит его ресинхрони-
зация.
-• В общем случае время перерыва питания, при котором синхрон-
ный двигатель не выпадает из синхронизма, не превышает 0,3 С, а для
нагруженных двигателей т3<5 с это время меньше 0,2 с.
Сказанное позволяет сделать следующие выводы:
1. При кратковременной потере питания, обусловленной отключе-
нием питающего источника и последующим действием устройств АПВ
и АВР, синхронные двигатели успевают выпасть из синхронизма, по-
скольку полный цикл отключение — включение, как правило, превышает
0,3—0,4 с.
2. Потеря питания, обусловленная трехфазным коротким замыкани-
ем в нереактированной кабельной сети, не приведет к выпадению син-
хронных двигателей из синхронизма лишь в том случае, если сеть
снабжена быстродействующими защитами, отключающими междуфаз-
ные короткие замыкания без выдержки времени. Если междуфазные
короткие замыкания в нереактированной кабельной сети будут отклю-
чаться, хотя бы с одной ступенью выдержки времени Л/=0,5—0,6 с, то
общее время перерыва питания составит 0,7—0,8 с и синхронные двига-
тели обязательно выпадут из синхронизма.
3. Короткие замыкания в реактированных кабельных сетях не при-
водят к выпадению синхронных двигателей из синхронизма, поскольку
в этих случаях остаточное напряжение на шинах превышает 0,5—0,61/н.
Уменьшение электромагнитного момента за счет реактора, вклю-
ченного в цепи двигателя, при таких снижениях напряжения не приво-
108
дит к нарушению устойчивости, поскольку индуктивное сопротивление
этого реактора обычно меньше сверхпереходного индуктивного сопро-
тивления двигателя.
4-3. ТОКИ В ОБМОТКАХ И ЭЛЕКТРОМАГНИТНЫЕ МОМЕНТЫ ВРАЩЕНИЯ,
ВОЗНИКАЮЩИЕ В СИНХРОННЫХ ДВИГАТЕЛЯХ ПРИ САМОЗАПУСКЕ
При*работе устройств противоаварийной автоматики АПВ или АВР
и при отключении коротких замыканий на смежных элементах сети
происходит несинхронное включение возбужденных синхронных двига-
телей. Такое включение сопровождается токами в обмотках синхронных
двигателей и электромагнитными моментами вращения, передающихся
по валам этих двигателей, величины которых значительно превышают
номинальные и в ряде случаев представляют опасность для целости
двигателей.
а) Токи при несинхронном включении синхронных двигателей
Максимальное значение периодической составляющей тока при не-
синхронном включении в противофазе будет: , ..
/нс= £-^+t/c , (4-10)
л de
где х"дс=х"д+хс, если в самозапуске участвует только один двигатель.
Если в самозапуске участвует группа двигателей, то, предполагая
выбег синхронным и э. д. с. за сверхпереходным индуктивным сопротив-
лением равными у всех двигателей, можем определить суммарный ток
самозапуска, который будет протекать через питающую кабельную «ли-
нию или питающий трансформатор:
I . (441)
X"dCl ’ 1
Х rfei “ di = — hХС-
1
При расчете по (4-11), отн. ед., все индуктивные сопротивления
х"щ, хс следует приводить к единым базисным условиям. В этом случае
ток /нсЕ представляет собой кратность от принятого базисного тока.
Для определения тока заданного i-го двигателя необходимо опреде-
лить результирующее сопротивление этого двигателя. Результирующее
сопротивление i-ro двигателя x"dci определяется делением величины
x"dcS на коэффициент участия
. __ ..Ч . х di __ , ц । „ \ x"dl ,
X dci — X dcS. х„^ —(X d^-\-Xc) x,^
откуда
= Л + + (4-1?)
x di \ x di J
109
Максимальное значение периодической составляющей тока z-ro дви-
гателя при несинхронном включении группы двигателей будет:
/нс,==----f"q+tCc V . (4-13)
X * di )
Нетрудно заметить, что формула (4-13) годна для определения то-
ка несинхронного включения как при самозапуске одного двигателя,
так и при самозапуске группы двигателей. Подставляя в’(4-13) х” di,
отн. ед., отнесенных к номинальным параметрам z-ro двигателя, полу-
чаем кратность тока несинхронного включения по отношению к номи-
нальному току рассматриваемого двигателя вне зависимости от базис-
ных условий, принятых для определения хс и x"ds:.
Из (4-12) видно, что при групповом самозапуске сопротивление
питающей сети для каждого двигателя увеличивается во столько раз,
во сколько раз сопротивление данного двигателя больше эквивалент-
ного сопротивления всех параллельно включенных двигателей, участ-
вующих в самозапуске. Если в самозапуске участвуют п одинаковых
двигателей, то
x"ds — x"ain и x”dd~x"ai 4-лсп. (4-12а)
При равенстве углов сопротивлений всех двигателей, участвующих
в самозапуске,
Z"di __ X"dj
yrf f f
di * di
для результирующего активного сопротивления двигателя будет спра-
ведливо выражение аналогично (4-12)
rdci = rdi + rc-£^-. (4-14)
х di
Для случая самОзапуска п одинаковых двигателей
rdci=rdi+rcti. (4-14а)
Если в групповом самозапуске вместе с синхронными двигателями
участвуют и крупные асинхронные двигатели, то результирующее со-
противление для i-ro двигателя можно определить по формуле
= x"di [ 1 4-Лс х к Л (4-126)
т
1 1 **
гДе V — результирующая проводимость всех асинхронных дви-
fe=i
гателей, участвующих в совместном самозапуске.
Очевидно, что величины х& x"dY, должны определяться при оди-
наковых базисных условиях.
ПО
Ток несинхронного включения i-ro двигателя в этом случае опреде-
ляется из выражения
нс/ —-
аъх
(4-13а)
Прй расчете тока несинхронного включения по (4-13а) следует
иметь в виду, что при совместном выбеге синхронных и асинхронных
двигателей эквивалентная э. д, с. может отличаться от E"q и в значи-
тельной степени зависит от количества асинхронных двигателей.. При
мощности асинхронных двига-
телей, превышающих 50%
мощности всех двигателей,
участвующих в самозапуске, и
перерыве питания, превышаю-
щем 2—3 с, будет иметь место
лавинообразное снижение на-
пряжения до нуля из-за возни-
кающего дефицита реактивной
мощности. Лавина напряже-
ний может возникнуть при
Рис. 4-2. Схема замещения для определения
сопротивления двигателя при групповом само-
запуске.
а — при подключении двигателей непосредста^нно
к шинам; б — при подключении двигателей
через реактор.
мощности асинхронных двига-
телей, составляющих только
20% мощности всех двигате-
лей, участвующих в самозапус-
ке, если отключению питаю-
щего источника предшествова-'
ло трехфазное короткое замыкание. Однако ток несинхронно
включения, определенный по (4-13а) при постоянстве £%=1>05, явл^в^_
ся максимально возможным, по этому току и следует определять Д У
стимость несинхронного включения по току.
Формула (4-12) для результирующего сопротивления пол)'
в предположении, что все двигатели, участвующие в совместном пу
или самозапуске, подключены к общим шинам, как это показано
рис. 4-2,а. Если группа двигателей подключена к общим шинам
дополнительное индуктивное сопротивление хр, как это показано
рис. 4-2,6, то сначала необходимо определить сопротивление двига
с учетом сопротивления хр
(4-15)
,, ,, . v X”di
X dpi — X di Ар —77—
результирующая проводимость параллельно вклю
одного реактора (трансформатора).
т
ГДе x"vj Xj *"#
ченных двигателей, питающихся от одного реактора (транспорта
Очевидно, что (4-15) справедливо и тогда, когда реактор е
форматор) включен только в цепь одного двигателя. В это
= л"
* тгтхтлг яч'Р' тто И ПИТЗ.Ю
Сверхпереходное индуктивное сопротивление двшсиели ктороН
щей сети при наличии индивидуальных или групповых р .
(трансформаторов) будет:
Л; = x"dPi + Хс ~^=x”dvi (1 + . (4-16)
Х Е \ Х Е J
п
где z/ ~—У ^77---результирующая проводимость всех двигателей,
X £ X dpi
i=l
участвующих в самозапуске, с учетом постоянно включенных индуктив-
ных сопротивлений.
Нетрудно заметить, что формула (4-12) для определения сопротив-
ления x"dd получается из (4-16) как частный случай, когда лр=0.
Если проводимость —у,- определить для всех двигателей, как син-
Х £
хронных, так и асинхронных, участвующих в самозапуске:
п т
<417>
»=1 Z=1
то ток несинхронного включения можно определить из выражения
;нсг = —(4-18)
Очевидно, что выражение (4-18) с учетом (4-17) является наиболее
общим для определения тока несинхронного включения.
6) Электромагнитные моменты вращения
при несинхронном включении синхронных двигателей
Момент при несинхронном включении синхронных машин состоит
из асинхронного момента, пропорционального квадрату напряжения се-
тц, Момента короткого замыкания, пропорционального квадрату э. д. с.
двигателя, и момента, Являющегося результатом взаимодействия маг-
нитных полей, обусловленных напряжением сети и э. д. с. машины. Точ-
ная формула для расчета электромагнитных моментов, возникающих
при несинхронном включении синхронных машин, приведенная в [Л.7],
громоздка и неудобна для практических расчетов.
Принимая для синхронных двигателей, имеющих, как правило,
мощные демпферные системы, предназначенные для асинхронного
пуска, xf'd=x"q, г=0, т'а=оо, так как и получаем упро-
щенное значение для определения момента при несинхронном включе-
нии синхронного двигателя:
тнс=<Ч^ехр(“4)+(-^“-^-)><
Хехр;^—^+T^Sin(l -5)*]+~Йг)сХрС
-ехр(-^±^) Sin[8. + (1 -s) Л} , (4-19)
где-Tn — постоянная времени обмотки статора (апериодической состав-
ляющей).
Н2
Для практических расчетов представляет интерес максимальное
значение момента, возникающее при несинхронном включении. Анализ
общего выражения для момента при несинхронном включении [Л. 7 и
18] показывает, что максимальное значение этого момента практически
не зависит от скольжения при 0^&^0,4 и при s=0, и E"q>0,5 насту-
пает при бо=2,3 рад (135°) и /=1,83 рад (0,0052 с, 105°). Подставляя
в (4-19) s=0, fio=2,3 рад и/=1,83 рад, получаем:
л ли?"2 Г 1 / 1,83 \ 1 1 \. .
/Пнс=0,91Д ~т-ехр(----------— ---- )Х
4 [ л ас Y J у* «с X <fc J
Хехр
dckic
x"dc
Г,, _ / 1,83 \ .
р,7ехр(----+
[ \ т de }
+ 0,87 exp (----------+ \. 1,83
у tfc'foc J
(4-20)
здесь сопротивления x'dc и х"ас определяются с учетом сопротивления
сети по (4-16).
Постоянные времени сверхпереходной составляющей t"dc и обмот-
ки статора тпс также определяются с учетом сопротивления сети:
x"dc x'd .
x'dc X”d ’
, _____ XSC __ X''dc
^ac — —— -- —----------
rlC 'ic
(4-21)
где ric определяется в соответствии с (4-14) с учетом сопротивления
сети.
При £%^0,5, что может иметь место после отключения короткого
замыкания на смежных элементах сети, максимальное значение момен-
та будет при 6о=1,82 рад (105°) и rf=2,6 рад (0,008 с) [Л. 18]. Подстав-
ляя в (4-16) х=0, бо=Ю5° и ?=2,6 рад (150°), получаем:
+ еХР (~ ,2’6)] +
0,97£"дЦ
x"dc
t"dc +
•t"dc4ic
(4-22)
*5 de — d
Момент несинхронного включения, возникающий после отключе-
ния короткого замыкания (4-22), как правило, меньше момента несин-
хронного включения при АПВ или АВР.
Значение Е"(1 для подстановки в (4-22) подсчитывается с учетом
предшествующего короткому замыканию режима работы двигателя
по формуле
8—801
E"q(t) =I'd(t)x"d,
(4-23)
113
где
Pd (0 =. (Гd - 4J exp ( —^)+
I'a = ^с^=~х^Т “Ь x*d^d)= x'd s*n (So 4- ф);
hec=°КЗ -£; 8« - arctg ,
где I— время отключения к. з.; If—ток возбуждения в момент отклю-
чения к. з.; Ifo — ток возбуждения холостого хода.
Обозначим результирующую постоянную времени
ч:"йс “h lac
(4-24)
Как это видно из данных, приведенных в приложений П-3, большин-
ство синхронных двигателей мощностью свыше 1500—2000 кВт имеет по-
стоянные времени т"<гс^>10 и тпс^10.
Пусть <*.^10 и тяс>10, тогда тс3&5.
n ( 1,83\
В этом случае, разлагая ехр (-------1 в степенной ряд
и используя два первых члена разложения, мы можем вместо (4-20)
написать:
0,91£
тис==_^>
x de
. E"^UC I
«"de
1,83 x"dc 1,83
^rrdc de *cc
(4-25)
Допустимость расчета максимального значения момента несинхрон-
ного включения крупных электродвигателей по (4-25) вместо (4-20)
вытекает из того, что при тс3>5, т"<гс^Ю и т(1С^10
0,693 — 0,634
0,693
•100 = 8,8%,
т. е. разность между экспонентой и ее линейной частью не превышает
8,8% для членов, пропорциональных ехр (—1,83/тс). Для членов, про-
порциональных ехр (—1,83/т",;с) и ехр(—1,83тсс), эта погрешность не
превышает 2,16%- При принятых допущениях т"йс^Ю и тсс2>10 ре-
зультирующая погрешность при расчете максимальной величины мо-
мента несинхронного включения по (4-25) по сравнению с (4-20) не
превышает 5%. При больших значениях т"йс и тсс эта погрешность рез-
ко снижается.
114
Для случая несинхронного включения при номинальной нагрузке,
когда £%=17с=1,05, момент при несинхронном включении будет:
тнс==^Г [1 - ¥- (°’77 - 1 • (4-26)
х de L т J \ Х£с / J к /
Для большинства реальных случаев можно|принять
_ de — 0,77 0,
тогда
Подставляя в (4-26а) х"ас из (4-16), получаем:
(4-26а)
(4-27)
4-4. УСЛОВИЯ ДОПУСТИМОСТИ НЕСИНХРОННОГО ВКЛЮЧЕНИЯ
СИНХРОННЫХ ДВИГАТЕЛЕЙ
Допустимость несинхронного включения синхронных двигателей
может быть определена сопоставлением усилий, возникающих в двига-
теле при несинхронном включении и при коротком замыкании. Посколь-
ку синхронные двигатели рассчитываются таким образом, чтобы они
были устойчивы к усилиям, возникающим при коротком замыкании-на
выводах, то задача по определению допустимости несинхронного вклю-
чения сводится к выявлению условий, при которых усилия при таком
включении не превысят усилий, возникающих при коротком замыкании.
Максимальное значение периодической слагающей тока в обмот-
ках статора синхронного двигателя при коротком замыкании на выво-
дах будет:
/к.з—(4-28)
л а
при £"q=1,05 получаем
Д.:Л=1,05. (4-28а)
Нетрудно заметить, что величина IK.sxnn представляет собой крат-
ность тока при коротком замыкании на выводах двигателя по отноше-
нию к току прямого пуска от напряжения С/=1,0.
Аналогично (4-28а) можем написать выражение для тока несин-
хронного включения ’
т. е. произведение тока несинхронного включения на собственное сверх-
переходное индуктивное сопротивление дает кратность этого тока к то-
ку прямого пуска от напряжения £=1,0.
Величину IncX"d можем определить из (4-18), помножив правую
и левую часть на
Л.сх"^ (4-29)
1 । ___с х “р
1
8*
115
Условие допустимости несинхронного включения по току для наи-
более тяжелого режима включения в противофазе при E"g=Uc=l,05
будет:
ДЛ---------Ц-----^2.<1,05Кр (4-30)
। । Хс х “р
где Ki— коэффициент, характеризующий допустимое превышение тока
при несинхронном включении по сравнению с током, возникающим
в двигателе при трехфазном коротком замыкании.
Для мощных двигателей, не допускающих прямой пуск от полного
напряжения сети, принимается Ki = 1,0. Для двигателей мощностью ме-
нее 2000 кВт, допускающих пуск от полного напряжения сети, можно
на основании многократных опытов, выполненных во ВНИИЭ, принять
Ki-1,05= 1,7.
Электромагнитный момент вращения, возникающий в двигателе при
трехфазном коротком замыкании на его выводах,
тк.з = X'2 йп (1 - s) 4- sin 2 (1 - х) fl. (4-31)
ч | Л б Л дл ci I
При х"й==л"д максимальное значение момента при трехфазном .ко-
ротком замыкании на выводах двигателя будет:
е” 2
/Пк. э.м= . (4-32)
При Ед =1,05
mK.s.Mx"d=l,l. (4-33)
Произведение момента на сверхпереходное индуктивное сопротив-
ление представляет собой кратность момента по отношению к моменту
при трехфазном коротком замыкании, когда э. д. с. двигателя равна 1,0.
Условие допустимости несинхронного включения по моменту будет:
Шв.сХ''ц^^Пк.з.1Лх"<1Ктг (4-34)
где Кт — коэффициент, характеризующий допустимое превышение мо-
мента при несинхронном включении по сравнению с моментом, возни-
кающим при трехфазном коротком замыкании на выводах двигателя
при Е%=1,05.
Для мощных двигателей, не допускающих прямой пуск от полного
напряжения сети, принимается Л'?п=1,0.
Для двигателей мощностью менее 2000 кВт, допускающих пуск от
полного напряжения сети, можно принять Кт—1,2, поскольку такие
двигатели имеют значительный запас прочности и рассчитываются на
максимальный момент при двухфазном коротком замыкании, который
на 30% больше, чем при трехфазном к. з. [Л. 8, 12].
Подставляя выражения для тнс из (4-27) и учитывая (4-33), мо-
жем условие (4-34) записать:
'п«Л=--------------44“ fl ~ (4-35)
f I Xc x \ Tc J
*
На рис. 4-3 приведены кривые maQx"d (xcfx'\) для значений *tc = 2,5;
5; 7,5; 10 и /нсХй(лс/х°£). Кривые на рис. 4-3 построены для случая
X d/x dp —- 1,0.
116
Кривая m.Hcx''d(Xc]x'' j.) для тс = 2,5 построена по формуле (4-20),
поскольку при тс<5 формулы (4-25), (4-27) дают недопустимую по-
грешность.
При x"d/x'zdP<I следует полученные значения кратности момента
и тока из кривых, приведенных на рис. 4-3, помножить на эту величину.
Из приведенных на рис. 4-3 кривых видно, что допустимость не-
синхронного включения по току для двигателей мощностью менее
2000 кВт, допускающих прямой пуск от полного напряжения сети, опре-
деляющаяся из условия /Hc*"d<J,7, обеспечивается приxc]x’\— 0,24
(для х"й/х"(!р=1,0).
Допустимость несинхронного включения по моменту для таких дви-
гателей определяется из условия 1,1 -1,2^1,32. Для двигате-
лей с т"<1с=тОс=5 (тс=2,5) указанное условие выполняется при
Лс/х"Е == 0,22.
Сопоставляя условия допустимости несинхронного включения по
току и моменту таких двигателей, мы видим, что условие допустимости
несинхронного включения по току является определяющим, поскольку
в этом случае сопротивление сети хс должно быть примерно на 10%
больше по сравнению с условием допустимости несинхронного включе-
ния по моменту (0,24/0,22=1,1).
Для двигателей с тс=5 допустимость несинхронного включения по
моменту обеспечивается при Л'с/.х'\ =0,58, что соответствует
=1,33.
Для двигателей с тс=7,5 допустимость несинхронного включения
по моменту обеспечивается при хс/.х"Е=0,77, что соответствует Iscx"n=
= 1,2.
Поскольку каждому значению Im*",! при заданной величине тс со-
ответствует вполне определенное значение тнсх"а, то мы можем постро-
ить кривые зависимости [/Нсх"<1лоп(тс), в которых учитывалось бы допу-
стоимость несинхронного включения как по току, так и по моменту. Та-
кие кривые приведены на- рис. 4-4 для двигателей мощностью До
117
2000 кВт, допускающих прямой пуск, — кривая 1, для двигателей боль-
шей мощности—-кривая 2.
Величина [/нсХ'^доп представляет собой кратность тока несинхрон-
ного включения по отношению к пусковому току, при которой как ток,
так и момент не превышают допустимого для данного двигателя зна- •
чения.
Из приведенных на рис. 4-4 кривых видно, что для двигателей не-
большой мощности допустимость несинхронного включения определяет-,
ся при тс^2,5 величиной тока.,'
Допустимость несинхронного
включения двигателей, имеющих.
тс 2>2,5, определяется величиной
электромагнитного момента вра-
щения.
Для двигателей, не допу-
скающих прямой пуск, и мощ-
ностью свыше 2000 кВт допусти-
мость несинхронного включения
при тс<^6 определяется величи-
ной тока, при больших значени-
ях тс — величиной момента.
Величина [/СнХ"<1] определя-
ется из (4-29) для E"q=Uc=
= 1,05:
2 1 х”
S'“*"^1+*./*"* V7- <4’36)
где х" и х"р — сверхпереходные
индуктивные сопротивления дви-
гателя без и с учетом дополни-
тельного индуктивного сопротив-
Рис 4-4. Кривые допустимой кратности ления Хр, приведенные к базиС-
НАПВ- ным условиям.
/ — для двигателей, допускающих пуск от полно- Лпггт/г'тимлсть нрсинхпоиипгл
го напряжения; 2— для двигателей, не допускаю- /AOliyclMMOvlb несимлроиисл и
щих пуск от полного напряжения. БКЛЮЧСНИЯ Определяется СОПО-
ставлением [/Нсх"<1]расч из (4-36)
и [/Ыс-к"а]доп для заданного тс из кривых, приведенных на рис. 4-4.
Таким образом, условие допустимости несинхронного включения
будет:
1 ; хс/х", х"р [^нсЛ^йЬюп (тс). (4-37)
Когда условие (4-37) не выполняется, необходимо предусмотреть
гашение поля до включения. При этом не следует добиваться гашения
поля до нуля, так как это потребовало бы много времени, из-за чего
эффективность самозапуска значительно снизилась бы. В большинстве
случаев можно ограничиться гашением поля до величины, при которой
напряжение на выводах двигателей снизится до 0,5—0,6t/B.
Величину E"q, до которой следует гасить поле для того, чтобы ток
и момент при несинхронном включении не превышали допустимых зна-
чений, можно определить из выражения
£'%доп = ИнсХ'^доп fl 4--^-) 1.05, (4-38)
\ X v у X
118
где [/НсХ"Лцоп определяется из кри-
вых, приведенных на рис. 4-4 для
заданного значения тс-
Реализация условия (4-38) мо-
жет быть осуществлена контролем
напряжения отключившейся секции
шин.
Разрешение на АПВ или АВР
дается после снижения напряжения
на выводах двигателей до
Q доп-
Когда контроль напряжения от-
ключившейся секции затруднителен,
например при АПВ, отстройку мож-
но осуществить по времени.
Примеры расчета токов и мо-
ментов, возникающих в синхронных
двигателях при несинхронном
включении НАПВ.
Пример 1. От трансформатора
20000 кВ-А, 110/6,6 кВ через реактирован-
иые кабельные линии питаются две цехо-
вые подстанции. На одной из подстанций
установлены три одинаково загруженных
синхронных двигателя типа СТД-11600-2;
Рис. 4-5. Схема к примеру 1 для расче-
та НАПВ.
1600 кВт, 6000 В, 178 А, х%=0,1285, =0,22, ха=0,157, т'й =0,371 с, т"й =0,0454 с,
Td=0,0588c, г, =0,0085, т3-=6,55. с, тс.м.к=1,71.
На другой подстанции установлены т.ри одинаково загруженных двигателя типа
ВДС-213/34-12, 1600 кВт, 6000 В, 180 А, x"d=0,21, х'а=0,32, ^=0,2 с, т"а=
=0,0261 с, та=0,0161 с, Г1=0,Н, tj=3,85 с, тс.м.к=1,8.
Параметры трансформатора питающей сети приведены яа рис. 4-5.
Определить допустимость НАПВ питающей ВЛ ПО кВ.
Расчет проводится в относительных единицах и сведен в табл. 4-1.
За базисные величины приняты номинальные параметры двигателя ВДС-213/34-12:
5 6=1,87 МВ-А, 4=180 А, 14=6,0 кВ.
Допустимость НАПВ для двигателя СТД-1600-2:
а) по току из (4-30)
2,1 0,13
4cX"d—1,402 0>162 —
1,2 < 1,7;
б) по моменту из (4-35)
г. 2,72 0,13
mIICx"a= i>402 -О1162
Итак, двигатели СТД-1600-2, питающиеся от сети по схеме, приведенной на
рис. 4-5, допускают НАПВ без снятия возбуждения.
Допустимость несинхронного включения для двигателей ВДС-213/34-12:
а) пъ току
= ]~402 • 0,2324 = 1.29 < 1,7;
б) по моменту
2,72 0,2 [ 1,3
z”HcA:"d — 'jj402 * 0,2324( *“ 5,56
Выполненный .расчет показывает, что АПВ ВЛ ПО кВ рассмотренной подстанции
допустимо без гашения поля синхронных двигателей.
Указанный расчет можно также выполнить, пользуясь кривыми, приведенными
на рис. 4-4.
НО
Т абли.ца 4-1
Обозна- чение Расчетная формула Величина
ВДС-213/34-12 1 СТД-1600-2
хгг К * к*" 3? С? С! & я 0,20 . Г.Г- 180 0,1285-17g = 0.13
х' , !б и» x'd г ii 7н ^б 0,32 180 0,22. J7g —0,222
хр X, % If 11н 100 /н иб 6 180 100* 1000 ~ °>0108 0,0108
х"пр х" + ХрП 0,20 4-0,0108-3 = 0,2324 0,134-0,0108-3 = 0,162
х'ар х' + ХрП 0,32 4-0,0108-3 = 0,3524 0,2224-0,0108-3=0,2544
1 1 V —- Х,,ДР ( 11 1 Л_ 1 3 ^ 0,232 1 0,162; 0,0318 1 0,0318
*с f S6 1- 5(5 Vz ( с + Хт с IX \ ^к.з °н.т J /1,87 .1.87\^ (1500 + °’105 20 /6.6\2 Х("6~) =0.0128 0,0128
хг' л д.с х"др(ц-^) „ / 0,0128\ „ „„„ 0,234 ^1 4- 0 03i8J — 0,326 0,162(14-0,402) = = 0,226
Х,Д.С Х'др + Хс x„£ 0 2324 0,3524 4- 0,0128 p’^g-55 = 0,446 0.2544 4-0.0128 X Хо,О318“ 0,3,96
гя 0.011 ' 0,0085
Ас.д / lt 1%п \ Sg Vi9i «sMs/ Пг„ / 50 600-3 1,87_ ^35-150 1 3-35-150 ) 6г = 0.0064 0,0064
гр.д ДРр $б Ра п 0,00081.
гт.д X N XI © в а. ^й _м : Ч = “к X ,.^\а 0.163 1,87 /6,6\2 20 ’ 20 V 6 ) X 0,2424 хо:аз24-°’°069 0,163 1,87 /6,бу ~2б 20 6 ) X ,0,162 Хо,О324 — 0>0046
га.с Ъас Г1 + гк.д + Гр-Д + *Т-Д 0,025 0,02031
Х Д.с г1.с 0,326 0,025 —13 °^-И2 0,0203~ “,z
120
Продолжение таВл. 4-1
Обозна- чение Расчетная формула Величина
ВДС-213/34-12 СТД-1600-2
уГГ Т д*с Х'-И.с X Х^7- -Wo „ _ 0,326 0,0261 0>44б X 0,32 Х'0^0*'3,4==9>6° 0,0454 o°,Sx 0 229 Х'СТ”314= 17,35
Хс X Е ХС х'\ 0,0128 0,0318““ 0,402 0,402
Те ЛМк 13-9,6 22,6 ““ 5,56 11,2-17,35 28,35 ~6,8
Для двигателей СТД-1600-2 по кривой 1 рис. 4-4 находим для тс=6,8:
РдсХ^ й]доп==: 1,23 >1,2.
Для двигателей ВДС-213/34-12 по кривой 1 рис. 4-4 находим для тс=5,56:
[/I!tx" й]доп=== 1,3 >1,29.
Пример 2. К шинам* главной понизительной подстанции через кабельные
вставки АСБ2 (3X150) длиной 100 м и постоянно включенные реакторы РБА-6-600-6,
АР=4600 Вт/фазы подключены два синхронных двигателя типа СТМ-3500-2, 3500 кВт,
4050 кВ-А, 6000 В, 390 A, x"d=0,118, x'd=0,188, п=0,04 Ом (75°С), т"й =0,065 с.
Подстанция питается от трансформатора 20 000 кВ-А, ««,%== 10,5%. Мощность
к.з. системы 2000 МВ-А. Требуется определить допустимость НАПВ питающей
ВЛ ПО кВ.
Расчет ведется в относительных единицах; за «базисные величины приняты номи-
нальные параметры двигателя .СТМ-3500-2:
390
*р = 0,06 gQQ = 0,039;
/4,05
*с== (2000 + °*105
х"р= 0,118 + 0,039 = 0,157;
х'р= 0,188 + 0,039 = 0,227;
х"с = 0,157 + 0,0282-2 = 0,2134;
х'с = 0,227 + 0,0282-2 = 0,2634;
хс __0,0282-2
к"Е ~ 0,157 —
4,05
= 0,04 = 0,0095;
^ = ЖТ5б- ^ = 0,00106;
= 0,0282;
4600
гр= 6002
4^—= 0,001435;
г1С = 0,0045 + 0,00106 + 0,001435 + 0,001975-2 = 0,01095;
0,2134 1О _
0,0109““ 19,5 раД’
121
„0,2134 0,188
i"<?c — 0,065 0,2634'0,118’314 = 24,5 рад;
19,5-24,5
tc== 44
10,9 рад;
2,1 0,118
I№x"d = 1>36 ’ о,157 = 1>16> 1,(к>:
2,72 0,118/
m^x"d ~ 1,36 * b, 157 ( 1
10,9) = 1,32 >lsl-
Таким образом, НАПВ в данном случае недопустим.
Таким же будет .результат при расчете по кривей 2 рис. 4-4.
Для 10=10,9 находим [АсХ"<г]доп=0,94<1,16: т. е. НАПВ не допускается.
В данном случае для предотвращения недопустимых токов и моментов в син- _
хронных двигателях при АПВ необходимо предусмотреть гашение поля до Е"тсв
по (4-38):
0,157
= 0,94-1,36 g, j |8 1,05 = 0,6а.
Нетрудно заметить, что если в рассмотренном примере число двига-
телей увеличить до трех-четырех, то величина xjx "Еувеличится в 1,5—
2 раза и АПВ можно будет осуществлять без предварительного гаше-
ния поля.
Из изложенного можно сделать следующие выводы.
1. Явнополюсные синхронные двигатели мощностью до 1000 кВт
(у таких двигателей тс^3), как правило, допускают НАПВ, и в реаль-
ных условиях, когда в самозапуске участвует группа двигателей, до-
пустимость НАПВ не требует расчетной проверки.
2. Для синхронных двигателей мощностью до 2000 кВт, запускае-
мых от полного напряжения сети, допустимость НАПВ при тс<12,5
определяется величиной тока, при больших значениях тс — величиной
момента при несинхронном включении.
Для синхронных двигателей мощностью свыше 2000 кВт, а также
для всех двигателей, не допускающих прямой пуск от полного напря-
жения сети (Лг=Лт=1), допустимость НАПВ при тс^6 определяется
током, при больших значениях тс— величиной момента при несинхрон-
ном включении.
3. Если сеть мощная (отношение хс[хъ мало) и кратности тока и
момента превышают допустимые значения, то уменьшение этих крат-
ностей может быть достигнуто гашением поля двигателя. При этом мо-
мент снижается быстрее, чем ток, и величину Е"одоп можно определить
по (4-38). Эта величина, как правило, не превышает 0,5—0,6L/H.
4-S. РЕСИНХРОНИЗАЦИЯ СИНХРОННЫХ ЭЛЕКТРОДВИГАТЕЛЕЙ
При перерывах питания, время которых не превышает величины,
определяемой из (4-9), возбужденные синхронные двигатели втягива-
ются в синхронизм без каких-либо специальных мер. Однако, как это
указывалось выше, в реальных условиях т§кое время перерыва питания
может иметь место при быстром, без выдержки времени, отключении
короткого замыкания в нереактированной кабельной сети.
При отсутствии быстродействующих защит, а также при перерывах
питания, обусловленных отключением питающего источника и после-
122
дующим действием устройств АПВ и АВР, время перерыва питания,
как правило, превышает величину, определяемую из (4-9).
В этом случае успешная ресинхронизация возможна, если для всех
значений скольжений от единицы до критического, определяемого из
(3-18), асинхронный момент будет больше механического момента на
валу и генераторного момента от тока возбуждения, т. е. для всех
s>sKP= 1,051/
Г tj
необходимо, чтобы
<4'39)
Для двигателей с электромашинными возбудителями на валу при
скольженьях, больших 0,4—0,5, генераторный момент, пропорциональ-
ный квадрату тока возбуждения, не будет оказывать существенного
влияния, поскольку при таком скольжении процесс самовозбуждения
практически прекращается. Однако по мере разворота двигателя влия-
ние генераторного момента становится более существенным, и при дей-
ствии устройства форсировки возбуждения тормозной эффект от этого
момента может превысить тормозной эффект от механического мо-
мента на валу.
Опыт и расчеты показывают, что успешная ресинхронизация син-
хронных двигателей с электромашинными возбудителями на валу без
снятия возбуждения возможна при условии, что нагрузка двигателя ffls
превышает 0,6—0,7РЕ. При этом должна быть исключена возможность
действия устройства форсировки возбуждения при скольжениях, пре-
вышающих критическую величину, определяемую из (3-16), и обеспе-
чен достаточно высокий уровень напряжений (0,8—0,9) на выводах дви-
гателя. Необходимость обеспечения высокого уровня напряжения на
выводах двигателей для соответствующего увеличения среднего значе-
ния асинхронного момента требует уменьшения мощности двигателей,
участвующих в самозапуске. Последнее в свою очередь приводит к уве-
личению усилий, возникающих в двигателях при несинхронном вклю-
чении. Таким образом, при решении вопроса о допустимости несинхрон-
ного включения следует учитывать противоречащие друг другу требо-
вания, а именно: для предотвращения чрезмерных усилий в двигателях
необходимо, чтобы напряжение на их выводах было меньше, а мощ-
ность двигателей, участвующих в самозапуске, — больше; для обеспече-
ния успешной ресинхронизации напряжение на выводах двигателей
должно быть по возможности больше.
Одновременное выполнение этих двух условий возможно для двига-
телей небольшой мощности, допускающих пуск от полного напряжения
сети, поскольку такие двигатели допускают большие кратности тока и
электромагнитного момента вращения при несинхронном включении.
Самозапуск синхронных двигателей мощностью более 2000 кВт,
а также двигателей, не допускающих прямой пуск от полного напря-
жения сети, следует, как правило, осуществлять при предварительно
снятом возбуждении. Расчет самозапуска следует в этом случае произ-
водить так же, как и для асинхронных двигателей, т. е. сопоставлением
среднего асинхронного момента и механического момента от нагрузки.
123
Для всего диапазона частоты вращения, вплоть до критического сколь-
жения, определяемого из (3-18), должно соблюдаться условие
т& (s) > mMex (s). (4-40)
Средний асинхронный момент tna(s) определяется по (3-7) с уче-
том (3-10) и (3-11а).
Если параметры двигателей, необходимые для расчета среднего
асинхронного момента, неизвестны, но заданы графически кривые ma(s)
и 7(s), то необходимо кривую ma(s) пересчитать с учетом действитель-
ного напряжения на выводах двигателя при самозапуске:
р<2
ma (s) = та (s) —s----, (4-41)
1 1 Л дв.ст' дв.с
где величины гДБ, хдв и гдв определяются для заданного скольжения по
формулам:
, „ I /б UB 1 • ‘
Д/б ’
Активные и индуктивные сопротивления двигателей с учетом сопро-
тивления сети Гдв.с, Хдв.с определяются по формулам (4-14) и (4-12).
Расчет самозапуска производится методом последовательных интер-
валов в следующем порядке!
1. Определяются допустимость и возможность самозапуска двига-
теля без предварительного снятия возбуждения. При самозапуске без
снятия возбуждения необходимо к моменту сопротивления от механиз-
ма добавить момент сопротивления, обусловленный током возбуждения
с учетом скольжения, а также необходимо учитывать провалы в средней
асинхронной характеристике при полусинхронной и подсинхронной ча-
стотах вращения.
2. По известному времени перерыва питания определяется макси-
мальное скольжение, при этом, как правило, можно исходить из син-
хронного выбега
«макс = «1 = Шмех.пр ~(4-43)
^пр
приведенная нагрузка, отн. ед.; т/пр— н----------
где /тгМех.пр=
приведенная постоянная времени выбега.
3. Для значения s=si определяются величины хДв, гдв, х№, г№.с,
x№.c и ma(s) с учетом действительного напряжения на выводах двига-
телей. Определяется для всех двигателей
И^изб (в) —'/7Za (в) /Пмех (s).
Очевидно, что быстрее всех запустится двигатель, у которого боль-
ше величина Для этого двигателя принимается шаг по сколь-
жению As=0,05—0,1 при s >0,1 и As=0,02—0,05 при 5^0,1. Для задан-
124
ного As'n определяем время, за которое скорость двигателя увеличится
на As, предполагая, что на участке Asm const:
(4*44)
”изб
Очевидно, что чем меньше интервал Ash, тем более точно выраже-
ние (4-44). >
4. По найденному времени АЛ находим приращение скорости каж-
дого из двигателей As©, Ast3i ..As и, где первый индекс относится
к шагу (интервалу), а второй к двигателю:
Asu=M^£--’ (4-45)
5. По найденным значениям AsH находим s2i—Sn—Asti. Для значе-
ния s2i находим та, 1 и повторяем расчет до тех пор, пока расчетная
частота вращения двигателя не увеличится до подсинхронной. После
того как частота вращения первого двигателя достигла, подсинхронной
величины (s<0,05—0,02), он в расчетах больше не учитывается и шаг
по скольжению берется для следующего двигателя (или группы одно-
типных, одинаково нагруженных двигателей).
Для пояснения изложенного рассмотрим пример.
Пример 3. Расчет самозапуска шести синхронных двигателей СТД-1600-2
и ВДС-213/34-12. Двигатели питаются от трансформатора 20 000 кВ-A но схеме,
приведенной на рис. 4-5. Параметры двигателей и путающей сети те же, что в при-
мере 1.
Момент на валу в зависимости от скольжения для всех двигателей определяется
из (выражения
Шмех === 0,2 + 0,5 (1 —S ) 2.
Двигатели самозапускаются после действия устройства АПВ ВЛ. Перерыв
питания составляет 2,2 с.
Приведенное значение постоянной времени выбега
6,55-1600+3,85-1600
^'пр= 1600+1600 — 5,2 с.
Максимальное скольжение
__ Д<Г __л 72.2____
®макс — *1 — «мех.пр — О,1 5 2 —
Допустимость НАП-В по усилиям, возникающим в обмотках и валах двигателей,
определена в примере 1. Однако для определения возможности самозапуска этих
двигателей без снятия .возбуждения необходимо дополнительно проверить условие
Шизб — Ша—Шмех /^*0
для всех значений скольжения: от максимальной величины при (выбеге, равной 0,3,
до вхождения в синхронизм.
При а=0,3 пгМех t для двигателя ВДС-213/34-12 будет:
«мех/ — 0,2 + 0,5 (1 — s)a + mzc м.к - j' р- К2ф cos ув=
0,0749
= 0,2 + 0,245+ 1,82--р-у--1,5а-0,9 = 1,48.
Для двигателя СТ Д-6000-2
«мех/ = 0,2 + 0,245 + 1,712-^.22-0,9= 1,9,
где гдв.с — активное сопротивление цепи двигателя.
125
Расчет активного сопротивления цепи двигателей приведен в табл. 4-2. —
кратность форсировки возбуждения; для двигателей СТД-6000-2 Кф принимается
равной 2,0; для двигателей ВДС-213/34-12 принимается 1,5.
Нетрудно заметить, что средний асинхронный момент при самозапуске, когда
О'дв < t/n, будет меньше полученных величин /пМ€Х /, поэтому самозапуск этих двига-
телей производят с предварительным снятием возбуждения.
Расчет самозапуска двигателей производится -методом последовательных интер-
валов и сведен в табл. 4-2.
Характеристики и, и I (s)Il7_q заданы графически и приведены в рис. 4-6
и 4-7.
В приведенном примере быстрее разгоняется двигатель СТ Д-1600-2,
Рис. 4-6. Моменты при самозапуске двигателей
СТД-1600-2 (совместно с двигателями ВДС-213/34-12).
/а(«)—ток при I/—1; zna(s) — средний асинхронный момент
при t/=l; таи(а)— средний асинхронный момент при само-
запуске; л*мех — момент нагрузки.
самозапуска двигателя СТД-1600-2 составляет 4,8 с. Время разгона до
подсинхронной частоты вращения двигателя ВДС-213/34-12 составляет
5,6 с.
Как это видно из расчета, избыточный момент двигателя
ВДС-213/34-12 при s=0,3 составляет 9,4%, т. е. если бы эти двигатели
126
были загружены не до 70%, а до 80%, самозапуск для них без предва-
рительной разгрузки был бы невозможен. Сравнительно просто можно
осуществить разгрузку преобразовательных агрегатов отключением ча-
сти нагрузки на стороне постоянного тока, а также некоторых типов
поршневых компрессоров [Л. 42]. Как правило, при снятии возбуждения
обмотка ротора отключается от источника постоянного тока и замыка-
ется на разрядный резистор. При этом условия для разгона до под-
Рис. 4-7. Моменты при самозапуске двигателей
ВДС-213/34-12 (совместно с двигателями СТД-1600-2).
/a(s)—ток прн l/=l; ma(s) — средний асинхронный момент
прн U—l; msV(s) — средний асинхронный момент прн само-
запуске; тмек — момент нагрузки.
синхронной частоты вращения и вхождения в синхронизм — оптималь-
ные, поскольку в характеристике среднего асинхронного момента исче-
зают провалы при полусинхронной и подсинхронной частотах вращения.
Однако в ряде случаев для малонагруженных двигателей с электрома-
шинными возбудителями можно ограничиться гашением поля возбуди-
теля.
Успешность самозапуска в большей степени зависит от времени
перерыва питания: чем меньше время перерыва питания, тем меньше
скольжение, больше сопротивление двигателя хдв(х), больше напряже-
ние на выводах двигателя и больше средний асинхронный момент. По-
этому при выборе устройств релейной защиты и автоматики для сети
с синхронными двигателями следует стремиться к максимальному уско-
* 127
Расчет процесса самозапуска синхронных
№ шага 1 2
Двигатель вдс СТА вдс СТД
Si 0,3 0,3 0,272 0,2
т/1 Из рис. 4-6 и 4-7 1,25 4,5 2,33 5,13 1,35 4,4 2,29 4,52
^ДБ Н- я"'|а' de я 0,2222 0,1971 0,2273 0,2237
ЛдВ гпУ 1—(т/1)2 0,2135 0,1756 0,2163 0,1929
Хдв. р х№+пхр 0,2459 0,2080 0,2487 0,2253
1 1 S ЯдВ.р 1 0,0376 1 0,0376 1 0,0394 1 0,0394
«С Из табл. 4-1 0,0128 0,0128 0,0128 0,0128
^дв.с Л , ХС \ д₽(1+хЕ ) 0,3297 0,2789 0,3295 0,2985
гдв т l6 U„ Is 4 Ve 0,0617 0,0895 0,0697 0,1133
ГК.Дв4~*р.дв Из табл. 4-1 0,0072 0,0072 0,0072 0,0072
Гт.дв гт ^в-_р^9,24 Лдв-р-10~« 0,0060 0,0051 6,0058 0,0053
Гвв.с Sr 0,0749 0,1018 0,0827 0,1258
и2 Дв z2 дв ДВ-С 1 Лдв.с 0,432 0,440 0,448 0,478
та те^в 0,540 1,027 0,6043 1,092
темех 0,2-j-0,5(l—s)1 0,445 0,445 0,4648 0,520
^изб ЛИа ^МеХ 0,095 0,582 0,1395 0,572
ы As ''•даб 1,126 1,126 1,145 1,145
As At 0,0278 0,1 0,0415 0,1
128
Таблица 4-2
двигателей СТД-1600-2 и ВДС-213,. 34-12
3 4 5 6 7 8 9
вдс СТД вдс СТД вдс СТД вдс вдс вдс вдс
0,2307 0,1 0,197 0,05 0,1651 0,025 0,1 0,075 0,05 0,025
1,46 2,02 ' 1,535 1,6 1,6 1,17 1,64 1,6 1,5 1,2
4,26 3,52 4,1 2,56 3,9 1,92 3,5 3,2 2,76 2,0
0,2347 0,2873 0,2439 0,3920 0,256 ’ 0,5267 0,29 0,3125 0,3623 0,5
0,2205 0,2353 0,2261 0,3075 0,234 0,4176 0,255 0,2706 0,3033 0,4
0,2529 0,2677 0,2585 0,3399 0,266 0,4500 0,2874 0,303 0,3357 0,432
1 1 1 1 1 1 1 1 1 1
0,0433 0,0433 0,0489 0,0489 0,056 0,056 0,0958 0,101 0,112 0,1441
0,0128 0,0128 0,0128 0,0128 0,0128 0,0128 0,0128 0,0128 0,0128 0,0128
0,3276 0,3467 0,3261 0,4288 0,328 0,552 0,3258 0,3413 0,3741 0,4708
0,0804 0,1649 0,0913 0,2431 0,1060 0,3210 0,1340 0,1563 0,1982 0,3
0,0072 0,0072 0,0072 0,0072 0,0072 0,0072 0,0072 0,0072 0,0072 0,0072
0,0054 0,0057 0,0049 0,0064 0,0045 0,0074 0,0027 0,0027 0,0027 0,0027
0,0930 0,1778 0,1034 0,2567 0,1177 0,3356 0,1439 0,1662 0,2082 0,31
0,4737 0,5437 0,5083 0,6226 0,545 0,662 0,665 0,683 0,7161 0,7868
0,6916 1,098 0,7802 0,9961 0,872 0,775 1,095 1,093 1,081 0,9442
0,4959 0,605 0,5224 0,6513 0,552 0,675 0,605 0,6278 0,651 0,6753
0.1957 0,493 0,2578 0,3448 0,32 0,100 0,49 0,4652 0,43 0,2689
0,6638 0,6638 0Л749 0,4749 0,78 — 0,196 0,207 0,2238 0,178
0,0337 0,05 0,0318 0,025 0,065 — 0,025 0,025 0,025 0,0125
9— 801
129
рению действия защиты и устройств АПВ и АВР. В тех случаях, когда
несинхронное включение ие допускается, гашение поля синхронного
двигателя следует осуществлять сразу же после выявления потери пи-
тания. Повторное включение питающего источника необходимо произ-
водить после снижения напряжения на выводах двигателей до величи-
ны, определяемой из (4-38), не дожидаясь полного гашения до нуля.
При этом не следует опасаться тормозного эффекта от тока возбужде-
ния, так как после включения питания затухание свободного тока в об-
мотке возбуждения двигателя будет происходить с постоянной времени
т а , которая значительно меньше постоянной времени поля при
ГТ ~Ггг
разомкнутой обмотке .статора.
Расчет самозапуска большого числа двигателей, отличающихся
своими характеристиками, связан с большим объемом вычислений. За-
дача может быть значительно облегчена, если расчет выполнять на.
цифровых ЭВМ, при этом приведенную выше таблицу расчета можно
рассматривать как алгоритм для составления программы.
При действии АВР, когда отключенная секция подключается
к предварительно нагруженному трансформатору, вопрос самозапуска
и ресинхронизации нельзя рассматривать без более или менее деталь-
ного учета процессов в синхронных и асинхронных двигателях, подклю-
ченных к другой (не потерявшей питание) секции; при этом задачи
получаются значительно сложнее рассмотренных выше, но хорошо ре-
шаются с помощью цифровых ЭВМ.
ГЛАВА ПЯТАЯ
ПОВЕДЕНИЕ СИНХРОННЫХ ДВИГАТЕЛЕЙ ПРИ НЕНОРМАЛЬНЫХ
РЕЖИМАХ ПИТАЮЩЕЙ СЕТИ
5-1. ОТКЛОНЕНИЕ НАПРЯЖЕНИЯ
Для анализа поведения синхронного двигателя при отклонении на-
пряжения от номинального значения рассмотрим выражения (1-41) для
электромагнитного момента.
При номинальном найряжепии, номинальном токе возбуждения и номинальной- >
нагрузке получим:
E„HUK * I 1 1 \
тс и==—хГ_В1п8я+'_2_ ("^~'хй ) sin26H- (5-1>
При номинальной нагрузке и частоте
zmc.h=Ph=:i!7h/hcos<Ph=icos <рн.
При отклонении напряжения /А#1 и неизменной нагрузке на- валу активная
составляющая тока будет:
cos<p„
I cos = —у— ; (5-2)
при V>\ /cos <p<COS<pH,
а при /cos <p>cos <рн,
т. е. активная составляющая тока уменьшается при повышении напряжения и увели-
чивается при понижении напряжения (при неизменном токе возбуждения).
При отклонении напряжения сети от номинального значения изменится угол,
нагрузки б. Для ориентировочной оценки изменения угла нагрузки при изменении на-
пряжения можно вторую составляющую электромагнитного момента* пропорциональ-
130
иую квадрату напряжения, не учитывать, поскольку удельный вес этой составляющей
«е превышает 10—-20%. Тогда
. . sin 8Н
Sin 6 =й---jj-S-
(5-3)
т. е. угол 6 будет увеличиваться при понижении напряжения, что приведет к умень-
шению запаса устойчивости, и уменьшаться при увеличении напряжения при неизмен-
ных токе возбуждения и нагрузке иа валу.
Рассмотрим влияние отклонения напряжения на реактивную мощность и ток
двигателя.
При номинальной нагрузке, номинальном токе возбуждения и номинальном
напряжении реактивная мощность синхронного двигателя на основании (1-49), если
пренебречь явнополюсностью машины, будет:
Qu
Xd
cos SB 4-
U2u
Xd '
(5-4)
Как это было указано в § 1-6, первая составляющая выражения (5-4) пред-
ставляет собой реактивную мощность, отдаваемую двигателем в сеть. Вторая состав—
ляющая, пропорциональная квадрату напряжения, характеризует потребляемую
синхронным двигателем реактивную мощность на намагничивание.
Из (5-3) для случая неизменной нагрузки имеем:
(5-5
Подставляя (5-5) в (5-4), получаем для U^UBa EQ~Eqe;.
Q=~ ,-Еди rt/2-sin28H + U‘). (5-6)
f
Для определения зависимости отдаваемой в сеть реактивной мощности при
отклонении напряжения от номинального определим первую производную выражения
(5-6) по .напряжению:
dQ —
~dU 2рТ/г —sin?T +
217 = 0.
(5-7)
Решение уравнения (5-7) дает величину напряжения 77(Макс), при которой
отдаваемая в сеть реактивная мощность имеет максимальное значение
Н(макс) = 2 -|- sin2 8Н . (5-8)
Поскольку величина Eqe, как правило, в каталогах не дается, преобразуем вы-
ражение (5-8), используя данные, приводимые в каталогах. В каталогах дается
величина максимального момента в долях номинального Шс.м.к".
= Шс.М ~ тс. M.KC0S ?н>
/ (тсмха\
o'(макс) — 1/ I 2 J
где
- » cosy’ll___________________________________________________
Евв=»гс.мХи. (5-9)
Подставляя (5-9) в (5-8), получаем:
-J- sin 8Н« (5-10)
J___
н ^с.м ^с. м.к
Величина |ЦМакс)> определяемая из (5-10), есть напряжение, при
котором функция Q(U) (5-6) имеет максимум.
При Цмакс)<1 максимальная отдача реактивной мощности двига-
телем в сеть происходит при пониженном напряжении. С точки зрения
устойчивости и предотвращения лавины напряжения именно такая ха-
рактеристика и является наиболее благоприятной, поскольку при по-
нижении напряжения сети, которое, как правило, имеет место из-за
недостатка реактивной мощности, синхронные двигатели, имеющие
Цмакс)<1, увеличивают отдачу в сеть этой мощности. Рост отдаваемой
в сеть реактивной мощности будет происходить до тех пор, пока на-
пряжение С7»Цмакс)- После того как напряжение U станет меньше
Цыаь-c), отдаваемая двигателем реактивная мощность начнет резко сни-
жаться.
Для серийно выпускаемых синхронных электродвигателей величина
№с.м=^с.м.кСоз!фн находится в пределах 1,4—2, соответственно sin6H=
=0,5-е-0,6. Поэтому для того, чтобы величина ЦЫакс), определяемая из
(5-10), была меньше единицы, необходимо, чтобы хс!<1.
Пример 1. Определить напряжение Цмакс), при котором отдавае-
мая реактивная мощность синхронного двигателя, работающего с но-
минальным возбуждением и номинальной нагрузкой, будет максималь-
ной!
Данные двигателя:
/Яс, м.к — 1,8; sin Sfj • "j g — - 0,555;
cosyH=0,9; ад=1,1; /псм= 1,8-0,9= 1,62.
/ /,1,62-1,1 \2
Р(макс) = 1/ ( 2 ) "Ь 0,5552= 1,03.
Пример 2. Определить -Цмакс) для синхронного двигателя со следующими
параметрами:
И1с.м.к=1,9; cos<pH=0,95; х<:=0,824.
,, /71,9-0,95-0,824 \2 / 1 V
Р(макс) — 1 / 2 J 1,9 J — °’91’
Таким образом, для того чтобы синхронный двигатель увеличивал
отдачу реактивной мощности при снижениях напряжения ниже номи-
нального, необходимо, чтобы его синхронный реактанс Ха<1.
Все сказанное выше относилось к синхронному двигателю, рабо-
тающему ' с номинальным возбуждением и номинальной активной на-
грузкой, при этом максимальная отдача реактивной мощности для дви-
гателей с хй=0,7 (меньше, как правило, не бывает) не превышает 1,2
номинальной реактивной мощности. Большая величина реактивной мощ-
ности от синхронного двигателя может быть получена за счет увеличе-
ния тока возбуждения, которое может осуществляться устройством
АР В. I След уст иметь в виду, что такие устройства особенно нужны для
двигателей со Статическими возбудителями на тиристорах, поскольку
указанные возбудители, питающиеся от сети переменного напряжения,
при отсутствии устройства АРВ снижают ток возбуждения при сниже-
нии напряжения сети и уменьшают отдачу реактивной мощности в сеть
вне зависимости от величины XdJ
Увеличение отдаваемой реактивной мощности синхронного двига-
теля за счет увеличения возбуждения возможно только при кратковре-
менных снижениях напряжения. При длительных снижениях напряже-
ния увеличивать ток возбуждения не представляется возможным, по-
скольку это может привести к недопустимому перегреву обмоток двига-
теля.
Таким образом, при снижении напряжения питающей сети активная
составляющая тока синхронного двигателя при неизменном моменте на
132
валу увеличится. Реактивная мощность двигателя при отсутствии
устройств АРВ будет увеличиваться при неглубоких снижениях напря-
жения (до О,8С71Т), если ха<Д. Синхронные двигатели с не имею-
щие устройства АРВ, будут снижать отдаваемую в сеть реактивную
мощность [Л. 16]. Синхронные двигатели со статическими системами
возбуждения на тиристорах без устройств АРВ будут снижать отдавае-
мую в сеть реактивную мощность при снижениях напряжения вне за-
висимости от величины ха-
5-2. ОТКЛОНЕНИЕ ЧАСТОТЫ
Рассмотрим поведение синхронного двигателя при понижении ча-
стоты в системе.
Ранее мы везде принимали электромагнитную мощность Р8М .равной электромаг-
нитному моменту:
Ед . U2 ха — Хд
~ 9 «.j. sin 2S - = — тс
что справедливо для номинальной частоты, т. е. когда <о=1.
Для случая &>=И='1 мощность, потребляемая двигателем от сети,
Pi=PaM=iW(i). (5-11)
Если принять, что момент ла валу т2=т,- не зависит от частоты вращения, то
электромагнитная мощность Рам будет уменьшаться при снижении частоты и увеличи-
ваться при ее повышении.
Максимальное значение основной составляющей электромагнитной -мощности
р ____________________________________fy,,
'эн (макс) — ха U
ие зависит от частоты, так как э. д. с. Ед при неизменном токе возбуждения пропор-
циональна частоте и сопротивление x,i также пропорционально частоте.
Однако, как это видно из (5-11), при неизменном моменте на валу т2 электро-
магнитная -мощность Рам пропорциональна частоте, следовательно,
sin С=<о sin 6Н, (5-12)
т. е. при понижении частоты угол нагрузки уменьшится и потребляемая от сети
мощность Pt также уменьшится. В этом и проявляется так называемый регулирую-
щий эффект нагрузки, заключающийся в том, что при понижении частоты в системе
из-за дефицита активной мощности потребляемая двигателем мощность от сети даже
при неизменном моменте на (валу уменьшается.
Для многих механизмов момент на валу т2 не остается постоянным при изме-
нении частоты. Для механизмов с вентиляторной характеристикой (воздуходувки,
турбокомпрессоры, дымососы и др.)
и12(<о) = т2ыг, (5-13)
и электромагнитная мощность
Paw = <оиг2 (<к)= ягй3. (5-14)
Следовательно, для таких механизмов
sin 6=со3 sin 6н- (5-15)
Двигатели, приводящие механизмы с вентиляторной нагрузкой,
в большой степени снижают потребляемую от сети активную мощность
при снижении частоты, что приводит к значительному снижению про-
изводительности механизмов.
При повышении частоты угол 6 будет расти, однако в реальных
условиях повышение частоты в энергосистеме не может быть значи-
тельным, поэтому оно не может стать причиной нарушения устойчи-.
вости.
133
Как это видно из изложенного, любое отклонение частоты нежела-
тельно для синхронных электродвигателей, так как приводит либо
к уменьшению производительности механизмов и народнохозяйственно-
му ущербу, либо к уменьшению запаса устойчивости и опасности выпа-
дения двигателя из синхронизма. Действующим ГОСТ допускается от-
клонение частоты от номинальной не более чем на ±0,2%-
Рассмотрим влияние отклонения частоты на реактивную мощность
синхронного двигателя:
п EJJ . . Vs ,с
Q =------- Cos &+—- (5-16)
лл ха
Первый член выражения (5-16) может при снижении частоты изме-
няться только за счет изменения угла 6. Как это было ранее показано
[(5-13), (5-15)], при снижении частоты угол нагрузки 6 уменьшается.
Однако cos 6 изменится при снижении частоты незначительно, посколь-
ку в нормальном режиме работы угол б составляет примерно 30е и при
уменьшении б, cos б растет очень медленно. Второй член (5-16) обратно
пропорционален частоте и растет гиперболически при снижении часто-
ты. Таким образом, отдаваемая в сеть синхронным двигателем реактив-
ная мощность при снижении частоты падает.
5-3. ОТКЛОНЕНИЕ НАПРЯЖЕНИЯ И ЧАСТОТЫ
Поведение синхронных двигателей при одновременном отклонении
напряжения и частоты может быть определено совместным рассмотре-
нием выводов § 5-1 и 5-2 настоящей главы.
Как это было ранее показано, при понижении напряжения и неиз-
менном возбуждении уменьшается максимальное значение электромаг-
нитной мощности, что при неизменных моменте на валу и частоте при-
водит к увеличению величины sin б обратно пропорционально напря-
жению.
При снижении частоты и неизменном моменте на валу уменьшается
потребляемая от сети активная мощность, и если напряжение и ток воз-
буждения неизменны, величина sin б уменьшается пропорционально ча-
стоте.
При одновременном снижении напряжения и частоты и неизменном
моменте на валу уменьшается абсолютная величина максимальной
электромагнитной мощности за счет снижения напряжения, одновремен-
но уменьшается и потребляемая от сети активная мощность
и если эти снижения пропорциональны, то угол нагрузки и перегрузоч-
ная способность двигателя остаются неизменными. Таким образом, при
пропорциональном снижении напряжения и частоты запас устойчивости
синхронного двигателя остается такик же, как при номинальных на-
пряжении и частоте. Однако, как это было ранее показано, приводимые
синхронными двигателями механизмы снижают свою производитель-
ность при снижении частоты, что приводит к значительному народно-
хозяйственному ущербу. Кроме того, как снижение напряжения, так и
снижение частоты приводят в подавляющем большинстве случаев
к уменьшению отдачи синхронными двигателями реактивной мощности,
следствием чего может быть усугубление аварийной ситуации в данном
узле энерго'системы.
134
5-4. ПОВЕДЕНИЕ СИНХРОННЫХ ДВИГАТЕЛЕЙ ПРИ ГЛУБОКИХ ПОНИЖЕНИЯХ
НАПРЯЖЕНИЯ И КОРОТКИХ ЗАМЫКАНИЯХ
В практике проектирования давно принято учитывать токи корот-
кого замыкания от синхронных двигателей при выборе электрических
аппаратов. Однако вплоть до последнего времени эти токи не учитыва-
лись при расчете релейной защиты и устройств автоматики. Поэтому
представляет интерес более подробное рассмотрение поведения синхрон-
ных двигателей при глубоких понижениях напряжения, коротких замы-
каниях и потере питания.
При коротком замыкании на присоединении, питающемся от шин,
к которым подключены синхронные двигатели, в первый момент, т. е.
при t—О, ток в месте замыкания будет равен сумме токов источника
питания и синхронных двигателей.
Для схемы замещения, приведенной на рис. 5-1, можем написать
для t=Q:
Хс. к.з
Упв. к.з
А токи (периодические составляющие) со-
ответственно от системы и двигателей будут:
, _ и 1,05
с. к.з—------— ------;
Лс. К-3 -^с. к.з
(5-19)
Рис. 5-1. Схема заме-
щения для расчета
тока короткого замы-
кания с учетом син-
хронных двигателей.
. E"q 1,05
Где. к.з— - == ~--------
ЛДВ. К.З Х-ДВ.К.З
Полный ток в точке к. з. будет:
(5-20)
/к.з------ /с. К.З -1- /дв. к.з — 1,05 ( —---------—|----------———
К.з Я'ДВ. к.з
(5-21)
Максимальное значение напряжения на шинах при £—0
Пш = 1,05л-'к.з (—----ь —'-----Y (5-22)
к.з Ядв. к.з J
Сопротивление связи между двигателями и питающим источником
^св^Лдв + л-сЧ-^^-. (5-23)
х к.з
Условие сохранения устойчивой работы двигателей при коротком
замыкании за сопротивлением х'к,3 будет:
/Пмех„ 1 , (5-24)
Хсв \«1С. М.кКф/ макс
где
п п
1 _ VI _J_=VI 1 .
Хдв Zj Хлв1 Zj X"di+Xpi *
Z=1 i=l
тмех— момент на валу двигателя; тс.м.к— максимальная перегружае-
мость двигателя по статической характеристике при номинальном воз-
1 буждении.
135
Если условие (5-24) выполняется, то двигатели сохраняют устой-
чивую работу практически вне зависимости от времени действия защи-
ты на присоединении.
В случае если к шинам подключена группа двигателей, следует
в выражении (5-24) отношение игЫСх к тс.м.к взять для того двигателя,
для которого это отношение наибольшее.
Выражение (5-24) дает напряжение на выводах двигателей без
учета подпитки от самих двигателей. В действительности напряжение
на шинах при к. з. за сопротивлением х'к.3 будет несколько выше, одна-
ко для оценки устойчивости необходимо остаточное напряжение на ши-
нах определять как отношение хдв/хСв-
Пример. К секции шин 6 кВ подключены два синхронных двигателя.
1. СТД-1600-2, 6000 В, 178 А, х"й=0,1285, шс.мк=1,71, тМех=0,9, Кф=1,6.
2. ВДС-213/34-12, 6000 В, 180 A, x"d=0,21, mc.M.K=l,8, mMex=0,8, Кф = 1,5.
Сопротивление питающей сети (отн. ед.), приведенное к .номинальным пара-
метрам двигателя ВДС-213/34-12, хс=0,033. Короткое замыкание произошло за со-
противлением х'к.з=0,02.
Сопротивление двигателей, приведенное к базисным условиям, будет:
1 /1.1 178\
хдВ ( 0,21 +0,1285’180J — 12,46; *дв — 0.080.
Сопротивление связи
0,08-0,033
хсв = 0,08 4- 0,033 4--Q-Qg-= 0,243.
Отношение момента на валу к максимальному моменту:
для двигателя СТД-1600-2
тмех _ 0.9
^с. м.кКф 1,71-1,6
= 0,329;
для двигателя ВДС-213/34-12
^мех
*Лс. м.кКф
0,8
1,8-1,5
= 0,298.
Из сопоставления отношений моментов видно, что большая величина у двига-
теля СТД-1600-2.
Условие (5-22) для этого двигателя будет:
*дв 0.08 _______ „„ тмех______________
ХСБ 0,243 ’ Шс. м.кКф
0,329,
т. е. условие (5-24) выполняется.
Для определения напряжения на шинах при к., з. подсчитаем сопротивления хс.к.а
и Хдв.к.з по (5-17) и (5-18);
0,033-0,02
Хс. к.з = 0,033 4- 0,02 4-------= 0,061;
0,08-0,02 , „
хдв. к.з = 0,08 4- 0,02 4- оозз —0,1485.
Напряжение на шинах в момент t = 0
17ш= 1,05х'к.3 к Хдв к з ) = 1,05-0,02 (бдй+о.Шб) ~ °'47’
Нетрудно заметить, что
Кдв х к.з
Лев хс. к.з
(5-25)
136
Таким образом, для определения условия сохранения устойчивой
работы синхронных двигателей при к. з. за сопротивлением х'к.3 необ-
ходимо определить остаточное напряжение на шинах по (5-23), т. е.
без учета подпитки от синхронных двигателей. Это напряжение должно
сопоставляться с наибольшей величиной критического напряжения
.макс, определяемой для синхронного двигателя, у которого эта вели-
чина принимает наибольшее значение:
^кр.макс
^мех \
«С. М.кКф умакс
(5-26)
При наличии асинхронных двигателей их следует учесть постоян-
ными индуктивными сопротивлениями ха.д> которые должны склады-
ваться параллельно с сопротивлением х'к.3. Сопротивление короткого
замыкания хк.3 тогда определяется из. соотношения
п
J—f-V-L
^к.з X к.з ^а.д*
(5-27)
где ха.дг — сопротивление асинхронного двигателя, которое определяет-
ся из условия, что двигатель потребляет номинальный ток при напря-
жении 0,7 Ua в случаях, если действительное напряжение на шинах при
к. з. с учетом подпитки от синхронных двигателей равно или больше
0,7Uh, т. е. сопротивление асинхронного двигателя в отн. ед., отнесенное
к его номинальным параметрам, принимается равным ха'я=0,7. Если
остаточное напряжение на шинах при к. з. ниже 0,7, сопротивления
асинхронных двигателей принимаются равными сопротивлениям к. з.,
т. е. ха.д=хк. При наличии асинхронных двигателей сопротивление х'к.а
в (5-17) и (5-18) должно быть заменено на хк.3.
Полный ток к. з. для выбора уставок защиты, а также напряжение
на шинах необходимо определять с учетом подпитки от двигателей по
(5-21) и (5-22). При этом следует иметь в виду, что ток, посылаемый
синхронными двигателями в точку к. з., будет затухать, и напряжение,
определяемое по (5-22), также будет снижаться. Оценку чувствитель-
ности токовых защит следует производить без учета подпитки от двига-
телей.
В тех случаях, когда отношение
х к.з / ^мех \
*с. к.з \ тс. м.кКф /ыакс
(5-28)
синхронные двигатели, подключенные к шинам, начнут тормозиться.
Скорость изменения угла нагрузки 6 зависит от того, насколько макси-
мальное значение электромагнитного момента с учетом пониженного
напряжения, определяемого только током от питающего источника, бу-
дет меньше момента» йа валу. В общем случае для определения скоро-
сти изменения угла нагрузки 6(£) и решения вопроса о допустимом
времени отключения к. з. необходимо решить уравнение движения.
Однако для целей защиты можно ограничиться решением задачи для
экстремального значения х'к.3=0.
137
В этом случае уравнение движения будет по (4-56):
5 = 8П4--600^—м— f*,
Ч
где
№.texf = Шыех4“ ) 1—~S ёо^н' ~mwSK ^c' м’к C°S<?н^ф)2 ] __s X
X " -=^мех {тс. м.кКфР . _ cos <рн;
т'рт *
тмех f — момент на валу двигателя с учетом генераторного (тормозяще-
го) момента от тока возбуждения; б — угол между вектором напряже-
ния сети и осью q, эл. град; тс.м.к — максимальная кратность допусти-
мой перегрузки (статическая перегружаемость) по каталогу
М=И=&
Время, за которое ротор отстанет от вектора напряжения сети на
угол бо+я, будет:
/ \Г -Ч ' (5-29)
М-* V 50mMexf,
При mMexf= 1,0; г/=5-5- 10 с.
t. = V ^^=0,31 0,45 с,
г 50-1
т. е. за время 0,3—0,4 с угол б достигает величины, превышающей
180 эл. град. Для предотвращения выпадания синхронных двигателей
мз синхронизма необходимо, чтобы все к. з., при которых остаточное
напряжение на шинах, определенное без учета подпитки от синхронных
двигателей, меньше (7^, отключались без выдержки времени. Необхо-
димо иметь в виду, что загруженные синхронные двигатели с электро-
механическими постоянными времени т,, не превышающими 1—3 с, успе-
вают выйти из синхронизма и при -отключении к. з. без выдержки вре-
мени. Применение таких двигателей для ответственных механизмов, не
допускающих перерывов в работе, нежелательно.
При к. з. на шииах ток в момент времени £=0 можно определить
по (5-19)—(5-21), принимая в (5-17) и (5-18) л'к.3=0, однако если от-
ключение к. з. не произойдет без выдержки времени, вектор э. д. с.
двигателей будет поворачиваться относительно напряжения сети, что
.приведет к несинхронным качаниям. Если ток срабатывания защиты
(7с.з) будет больше разности токов питающего источника и двигателей,
т. е. если
/с.З>/с.К.В-7дв.К.з, (5-30)
то могут произойти отказ защиты поврежденного присоединения и несе-
лективное отключение всей подстанции.
На рис. 4-1,а приведена осциллограмма поведения' синхронного
двигателя СТМ-3500-2 при к. з. за реактором. В течение 2,8 с вплоть до
•отключения повреждения защитой двигатель продолжал подпитывать
место к. з., при этом, как видно из осциллограмм, периодическая со-
ставляющая мгновенного тока к. з. синхронного двигателя численно рав-
на установившемуся току, т. е. выполняется условие
Г=/оо.
138
Во время к. з. двигатель не выпал из синхронизма и продолжал
вести нагрузку, как и до к. з. После отключения к. з. на двигателе
восстановился нормальный режим.
На рис. 4-1,6 приведена осциллограмма к. з. на шинах. Повреж-
денный элемент был отключен быстродействующей защитой (токовой
отсечкой) через 0,2 с после возникновения к. з. Тот же синхронный дви-
гатель был подключен к шинам через реактор 6 кВ, 400 А, 4%. К со-
жалению, характер изменения тока к. з. от синхронного двигателя
в первые пять периодов несколько искажен из-за насыщения транс-
форматора тока апериодической составляющей тока к. з. Однако на
осциллограмме отчетливо видно, что к моменту отключения к. з. угол
отставания ротора двигателя составлял не менее 90 эл. град при на-
грузке на валу 0,55ти.
Выводы:
1. При к. з. за дополнительным сопротивлением х'к.3, при котором
остаточное 'напряжение на шинах, определенное без учета подпитки от
синхронных двигателей, превышает критическое значение U^, необхо-
димое для обеспечения статической устойчивости, синхронные двигате-
ли будут посылать ток к месту к. з. так же, как синхронные генераторы.
В этом случае отключение поврежденного элемента защитой с выдерж-
кой времени не приведет к нарушению устойчивости синхронных элек-
тродвигателей.
За счет тока от синхронных двигателей будет также поддерживать-
ся (на несколько более высоком уровне, чем без них) напряжение на
шинах, чем будет повышена устойчивость работы асинхронных двига-
телей.
2. При к. з. на шинах (х'к.3=0) синхронные двигатели (как и
асинхронные) начинают тормозиться за счет момента на валу двигате-
ля, а также за счет потерь в активном сопротивлении цепи к. з. Необ-
ходимо иметь в виду, что при к. з. на шинах скорость йзменения угла
нагрузки б для синхронного двигателя будет больше, чем для синхрон-
ного генератора при одинаковых значениях т, и момента на валу
(в отн. ед.). Сказанное объясняется тем, что потери в активном сопро-
тивлении цепи к. з. создают дополнительный генераторный (тормозной)
момент, который, притормаживая генератор, замедляет рост угла б,
а притормаживая двигатель, содействует увеличению этого угла. По
этой причине форсировку возбуждения синхронных электродвигателей-
целесообразно выполнять с ограничением действия при глубоких сни-
жениях, напряжения, а именно при снижении напряжения ниже O,4t7»
длительностью более 0,2—0,3 с действие форсировки должно быть пре-
кращено.
Сохранение устойчивой работы синхронных двигателей в этом слу-
чае возможно только при быстром, без выдержки времени отключении
поврежденного элемента.
В этом случае, как й при отдаленных к. з., синхронные двигатели
подпитывают место к. з. Ток, посылаемый синхронными двигателями,,
можно определить по (5-20), принимая в (5-18) х'к.3=0.
Если релейная защита не обеспечивает быстрого отключения по-
врежденного элемента и возбуждение синхронных двигателей осущест-
вляется от автономных источников (не зависящих от напряжения
шин), возникнут асинхронные качания, которые мбгут привести
к отказу защиты поврежденного элемента и отключению всей под-
станции.
13»
ГЛАВА ШЕСТАЯ
РЕЛЕЙНАЯ ЗАЩИТА И АВТОМАТИКА СИНХРОННЫХ
ЭЛЕКТРОДВИГАТЕЛЕЙ
6-1. ОБЩИЕ ТРЕБОВАНИЯ, ВИДЫ ПОВРЕЖДЕНИЯ,
НЕНОРМАЛЬНЫЕ РЕЖИМЫ
Устройства релейной защиты и автоматики синхронных электро-
двигателей должны:
1. Выявлять внутренние повреждения и по возможности быстрее
отключать поврежденный двигатель от сети с одновременным гашени-
ем поля;
2) предупреждать опасные режимы, например несинхронное вклю-
чение (НАПВ) и самозапуск тех двигателей, которые могут при этом
повредиться.
3. Выявлять ненормальные режимы работы и обеспечивать авто-
матическое их устранение или сигнализацию, позволяющую принять
необходимые меры или отключить двигатель от сети.
Основные виды внутренних повреждений синхронных двигателей:
однофазные замыкания на землю фазы статора, междуфазные замыка-
ния обмотки статора, замыкания между витками одной фазы обмотки
статора, пожар стали статора, замыкание на землю обмотки ротора и
замыкание между витками обмотки ротора. ’
Согласно действующим «Правилам устройства электроустановок»
(ПУЭ) для защиты синхронных двигателей от внутренних повреждений
должны предусматриваться устройства релейной защиты, реагирующие
на междуфазные короткие замыкания и однофазные замыкания на зем-
лю в обмотке статора. Защита от однофазных замыканий иа -землю
в обмотке статора обязательна, когда ток гшмыкания на землю состав-
ляет 5 А и более для двигателей мощностью свыше 2000 кВт. Для дви-
гателей меньшей мощности такая защита обязательна при токе замы-
кания на землю 10 А и более.
Замыкание фазы статора.-, «на землю является наиболее частым
видом повреждения двигателей. При замыкании через дугу имеется
опасность выгорания стали статора, Кроме того, при однофазном замы-
кании на землю повышается напряжение неповрежденных фаз по от-
ношению к земле, что может привести к междуфазным повреждениям.
Поэтому желательно иметь на двигателях напряжением выше 1000 В
по возможности более чувствительную и быстродействующую защиту
от однофазных замыканий на землю. Действующие правила допускают
применение более чувствительных защит, если это не приводит к значи-
тельному усложнению и удорожанию установки. ,
Опасным для синхронного двигателя является режим несинхронно-
го включения, который может иметь место при работе устройств АПВ
или АВР. Для двигателей, не допускающих такого включения, должна
предусматриваться специальная защита, выявляющая отключение пи-
тающего источника и действующая на отключение двигателя от шин
или его развозбуждение с последующей ресинхронизацией.
Для некоторых двигателей может оказаться опасным режим вос-
становления напряжения после отключения короткого замыкания, по-
скольку напряжение сети и э. д. с. двигателя могут оказаться в проти-
вофазе, особенно если отключение происходит с выдержкой времени.
Для обеспечения самозапуска синхронных двигателей ответственных
140
механизмов предусматриваются отключение двигателей менее ответ-
ственных механизмов и специальные схемы ресинхронизации ответствен-
ных двигателей.
Для предотвращения несинхронного включения и обеспечения са-
мозапуска двигателей ответственных механизмов предусматриваются
минимальная защита частоты и минимальная защита напряжения. Ми-
нимальная защита напряжения применяется также для двигателей, не
допускающих самопроизвольный пуск после длительного прекращения
питания по соображениям целости механизма, безопасности эксплуата-
ционного персонала и др.
Ненормальными для синхронных двигателей режимами работ явля-
ются асинхронный ход и длительная, перегрузка. При работе в асин-
хронном ’ режиме перегружаются демпферные контуры двигателя, не
рассчитанные на длительное протекание тока. Особенно опасен асин-
хронный ход возбужденного синхронного двигателя. В этом режиме
максимальные значения токов превышают пусковые. Асинхронный ре-
жим может возникнуть в результате перегрузки двигателя, глубокого
понижения напряжения из-за короткого замыкания на смежных эле-
ментах сети, неуспешной ресинхронизации после действия устройств
автоматики АПВ и АВР и при качаниях в энергосистеме.
Длительная перегрузка может привести к перегреву обмоток двига-
теля и его выходу из строя, поэтому, когда такая перегрузка возможна,
необходимо предусмотреть соответствующую защиту.
6-2. ЗАЩИТА ОТ МЕЖДУФАЗНЫХ ПОВРЕЖДЕНИЙ
Для защиты синхронных двигателей от междуфазных повреждений
применяются токовые защиты, действующие на отключение двигателя
без выдержки времени: токовая отсечка и продольная дифференциалы
ная защита. Ж <
а) Токовая отсечка
Для двигателей мощностью до 2000 кВт рекомендуется выполнять
токовую отсечку с помощью одного токового реле, включенного на раз1
ность токов двух фаз (рис. 6-1,а, бив). При недостаточной чувствие
тельности однорелейной отсечки защита выполняется двумя токовыми
реле, включенными на фазные токи (рис. 6-2,а, бив).
Для двигателей мощностью от 2000 до 5000 кВт отсечку рекомен-
дуется выполнять с помощью двух реле, включенных на фазные токи.
Ток срабатывания отсечки определяется из условия отстройки от
тока пуска и самозапуска, а также от тока внешнего короткого замы-
кания. Для двигателей, не допускающих несинхронное включение, наи-
более тяжелым будет режим внешнего короткого замыкания.
Периодическая составляющая сверхпереходного тока внешнего ко-
роткого замыкания будет:
(6-1)
где ХдВ=х%, когда двигатель подключен непосредственно к шинам без
постоянно включенного дополнительного реактора или трансформатора,
и хда=х"д+хр, когда двигатель подключен к шинам через постоянно
включенный реактор или трансформатор.
141
Ток' срабатывания защиты определяется из выражения
/с.В--^н/Л/ДВ»
(6-2)
а вторичный ток
г ----k h 1 ДВ
С-Р ЛчЛсх
(6-3>
где —коэффициент надежности, который выбирается с учетом от-
стройки от апериодической составляющей тока к. з. При выполнении
защиты с помощью реле прямого действия или реле типа РТ-80 (ИТ-80)
принимается /гы=2,0. При выполнении защиты с помощью реле типа
РТ-40 (ЭТ-520) принимается kB= 1,6; йсх—коэффициент схемы. При вы-
полнении защиты с помощью двух реле, подключенных к трансформа-
Рис. 6-1. Схема однорелейной токовой отсечки.
а — с реле прямого действия; б — на постоянном оперативном токе; в — на оперативном переменном
~ токе с -дешунтированнем катушки отключения.
142
торам тока двух фаз, /гсх=1,0. При выполнении защиты с помощью
одного реле, включенного на разность токов двух фаз, пт.т—
•коэффициент трансформации трансформаторов тока.
Чувствительность защиты считается достаточной, если минимальное
значение тока при коротком замыкании на выводах двигателя не ме-
нее чем в 2 раза превышает ток срабатывания реле.
Минимальное значение тока, который будет протекать через реле,
при замыканиях между фазами а, b или Ь, с (предполагается, что транс-
форматоры тока установлены в фазах а и с) будет:
к. з.мин
_ Uc
^Хр + Хса
Кз 7Н ,
2 Лт.т
(6-4)
где хс — индуктивное сопротивление системы и генераторов до шин под-
станции (электростанции), откуда питается двигатель; 1 — коэф-
фициент, учитывающий увеличение сопротивления системы в режиме,
когда ток к. з. минимален.
Коэффициент чувствительности
k4 = А-3-мин_ . .^Зхдв--------- 2 (6-5)
^ср 2Лн/>сх(Хс« + Хр) ' •
При Vc=Е” — 1,05 получим:
Хдв 4feHfecx „
Для’одноре лейкой схемы с реле типа РТ-80, Лв = 2,0, ^сХ—)/3 по-
лучим:
Хдв
Хр + Х<Л
Э-8.
(6-6а)
При использовании реле РТ-40, Ли =1,6
..>6,4;
Хр+*с«
Для двухрелейной схемы:
с реле РТ-80, Лн = 2,0, ЛсХ=1,0
—2s— 4,6;
с реле РТ-40, Ля = 1.6, ЛсХ=Д,0
_ *дд. ..>з,7.
Хр + ХС«
(6-66)
(6-6в)
(6-6г)
В выражениях (6-6), (6-6а), (6-66) сопротивления хдв, и хс
должны подставляться в относительных единицах, приведенных к еди-
ным базисным условиям, либо в именованных единицах (омах), при-
веденных к одному напряжению.
Для наглядности перепишем выражение (6-6), представляя сопро-
тивление хс через сопротивление питающего трансформатора:
.. v ^дв.н
Лс —“ *Л’Т с ’
°т.н
где х-г — индуктивное сопротивление питающего трансформатора и си-
стемы, отнесенное к мощности трансформатора.
143
При подстановке полученного значения для хс в (6-6) будем иметь:
-Удв 4feHfecx
,________^дв.н
^р + ^т-х^-
После соответствующих преобразований выражения (6-7) получим:
A-JL- .—_ КХ|-------. (6-8)
£дВ.Н " ЗХдв
4&н^сх
Рассмотрим различные частные случаи:
1. Двигатель пускается непосредственно от шин, защита выполня-
ется одним токовым реле, включенным на разность токов двух фаз:
kcx — 1^3 j Хр —- 0; Хдв —- xd;
тогда после подстановки в (6-8) получим:
для /гн = 2;
^дв.н xd
ф“_»6,4^ для /гн=1,6.
*пв.н xd
2. Пуск непосредственно от шин, защита выполняется двумя токо-
выми реле, включенными на фазные токи:
/i!cx=l,Oj Хр = 0j Хдв Х& j
(6-8а)
ф^-^4,6^ при & = 2;
^дв.н xd
^!L>3,7^ при £н=1,6.
г>лв.н xd
(6-86)
Мощные трансформаторы, питающиеся от сети ПО—220 кВ, имеют
хт^=0,105 и ахт=0,124-0,15. Сверхпереходное индуктивное сопротивле-
ние синхронных двигателей также составляет 0,12—0,15, поэтому чис-
ленные коэффициенты в выражениях (6-8а) и (6-86) представляют
собой минимальную кратность мощности трансформатора по отноше-
нию к мощности двигателя, при которой возможно выполнить защиту
двигателя от междуфазных повреждений с помощью токовой отсечки.
При пуске синхронного двигателя чёрез постоянно включенный
реактор (трансформатор) или через реактор, шунтируемый в конце
пуска, чувствительность защиты может оказаться недостаточной, по-
скольку при наличии реактора ток короткого замыкания на выводах
двигателя значительно снижается. Однорелейная схема защиты для
двигателей, запускаемых через реактор, как правило, не обеспечивает
требуемую чувствительность. Поэтому для таких случаев рассмотрим
только условие допустимости применения двухрелейных отсечек.
3. Двухрелейная схема для двигателя с постоянно включенным
реактором
j&cx—l,0j -Хдв—X"d~l-Xp; Хр5^=0.
144
Условие допустимости использования двухрелейной токовой отсеч-
ки для этого случая будет:
А-н 4 £ «Ху
5ДВ.Н ’ х” --------3,6хр
$пв.н ’ x'd—2,7хр
при Ли = 2,0;
при k„— 1,6.
(6-8в)
4. Двухрелейная отсечка для двигателя с пусковым реактором,
шунтируемым после окончания пуска. Для этого случая уставку отсеч-
ки необходимо выбирать из условий отстройки от внешних к. з., когда
реактор зашунтирован, т. е. х^=х’гл, а чувствительность запеты долж-
на обеспечиваться на период пуска при введенном реакторе, т. е. х,,=^0.
Условия допустимости использования двухрелейной токовой отсечки
будут:
Лдв.н xd —4,6хр
*дв.н xd —3,7хр
при kB = 2,0; j
при Лн — 1,6.
(6-8г)
Из (6-8в) и (6-8г) видно, что использование токовой отсечки для
защиты синхронного двигателя от междуфазных повреждений при под-
ключении его к шинам через постоянно включенный реактор невозмож-
но, если сопротивление реактора составляет 37% сверхпереходного
индуктивного сопротивления двигателя, а для двигателя, запускаемого
через реактор, шунтируемый в конце пуска, - использование токовой
отсечки становится невозможным при сопротивлении реактора, состав-
ляющем 27% сверхпереходного индуктивного сопротивления двигателя.
Но и при меньших величинах сопротивления реактора использование
токовой отсечки для защиты двигателя, запускаемого через реактор,
практически невозможно. Так, например, при аХт=0,Д4, х"а=0,14 и
хр=0,25л'"г1 минимальная мощность трансформатора, при которой воз-
можно выполнить защиту двигателя с помощью токовой отсечки, будет:
для случая постоянно включенного реактора
S
t.hs^ 11,7 £дв.н>
для случая шунтируемого реактора
ST.H^49,4S„B.H.
Из (6-8в) и (6-8г) видно, что возможность использования токовой
отсечки для защиты двигателя, запускаемого через реактор, крайне
ограничена, поэтому для защиты такого двигателя от междуфазных по-
вреждений, как правило, используется продольная дифференциальная
защита.
Токовая отсечка может применяться для двигателя, запускаемого
с реактором, включенным со стороны нейтрали. Условия допустимости
использования токовой отсечки для такого двигателя в случае, если
реактор шунтируется в конце пуска, такие же, как для двигателя, за-
пускаемого непосредственно от шин без реактора и определяются из
10—801 145
выражений (6-8а) и (6-86). В случае, если реактор, включенный со сто-
роны нейтрали двигателя, не шунтируется в конце пуска, условия для
использования токовой отсечки в качестве защиты от междуфазных
повреждений еще более благоприятны и определяются из соотношений:
8 при /гн = 2;
°дв.н Xd + JCp
S ах (6 *'8д)
6,4 -,-?*? - при kn == 1,6.
Ллв.н xd +хр
Формулы (6-5)—(6-8) получены в предположении, что двигатели
не допускают несинхронного включения и наиболее тяжелым режимом,
от которого необходимо отстроить защиту, является режим внешнего
короткого замыкания. Как указано в § 4-4, синхронные двигатели
мощностью до 2000 кВт, запускаемые от полного напряжения сети,
в ряде случаев допускают ток несинхронного включения, в 1,7 раз пре-
вышающий ток прямого пуска от полного напряжения сети. Поэтому
для таких двигателей в случаях, когда предусматривается их самоза-
пуск при АПВ и АВР, необходимо определить величины действительной
жратности тока при самозапуске по отношению к току пуска от сети
с 17=1,0 по кривой /н.сл/( 4т- р приведенной на рис. 4-3.
Vе J
Для того чтобы защита не отключила двигатель при самозапуске,
уставка токовой отсечки должна быть соответственно, увеличена. Выра-
жения для тока срабатывания защиты и реле (6-2) и (6-3) должны
умножаться на величину Численные коэффициенты в формулах
(6-8а) и (6-86) следует также перемножить на эту величину. При этом
может оказаться, что не будет обеспечена необходимая чувствитель-
ность защиты, т. е. не будет выполнено условие (6-8). В этом случае,
если двигатель приводит в движение ответственный механизм и отка-
заться от самозапуска нельзя, возможны два варианта решения вопро-
са. Первый вариант — заменить токовую отсечку дифференциальной
защитой и второй-—гасить возбуждение на время бестоковой паузы до
величины, при которой ток в момент включения не превысит пусковой
ток. При выборе варианта следует также учитывать условия успешной
ресинхронизации, поскольку для двигателей, нагруженных более чем
до 0,6—0,7 номинальной мощности, успешная ресинхронизация без га-
шения возбуждения после потери питания ла время, большее опреде-
ляемого из (4-9), практически невозможна.
б) Продольная дифференциальная защита
Для двигателей мощностью 5000 кВт и более, а также для двига-
телей меньшей мощности, когда токовая отсечка не проходит по усло-
виям чувствительности при междуфазных повреждениях, используется
-продольная дифференциальная защита, выполненная по схеме с цирку-
лирующими токами (рис. 6-3).
Ток срабатывания защиты выбирается из условия отстройки от то-
ков небаланса при сквозных коротких замыканиях и при самозапуске.
Для двигателей мощностью 2000 кВт и более допустимый ток при
самозапуске не превышает величины тока короткого замыкания на вы-
Л4Ъ
водах двигателя, поэтому последний и следует брать в качестве расчет-
ного. Очевидно, что для двигателя, подключенного к шинам через по-
стоянно включенный реактор, ток короткого замыкания на выводах
превышает ток внешнего короткого замыкания. Поэтому
Е”
4р-з ^н4п^однотерасч —Г7~ 4, (6-9)
xd
где &ы=Д,34-1,5 — коэффициент надежности; /гап—-коэффициент, учи-
тывающий влияние апериодической составляющей тока в переходном
Рис. 6-3. Продольная дифференциальная защита с токовыми реле с насыщающимися
трансформаторами тока.
а—в двухрелейном исполнении; б — в трехрелейном исполнении.
режиме. Для реле с промежуточными насыщающимися трансформато-
рами тока можно принять /еап=1,04-1,3. Для других реле принимается
2,0; йоднот — коэффициент однотипности, принимается равным 0,5
при использовании однотипных, специально подобранных трансформа-
торов тока. Во всех остальных случаях принимается ^одпот — 1,0; Ерасч
расчетная полная погрешность трансформаторов тока, принимаемая
равной 0,1.
Для синхронных двигателей величина E"qlx"<j составляет 5—10.
Принимая /ги=1,3, 4ш=1,0 (для реле РНТ-565) /гОднот=1,0, получаем:
4Р.з=1,3-1,0-1,0-0,1 (54-10)4= (0,65= 1,3)4-
В [Л. 25 и 27] имеются указания, что при использовании транс-
форматоров тока с одинаковым коэффициентом трансформации можно
принять Полнот=0,5. Однако в соответствии с ГОСТ характеристики на-
магничивания однотипных трансформаторов тока могут отличаться на
±20%, поэтому принять 4>днот<1,0 можно только в том случае, когда
трансформаторы тока однотипные и специально подобраны попарно.
На осциллограмме рис. 6-4 приведены токи небаланса в цепях
реле дифзащиты и напряжение небаланса на измерительном органе
реле РНТ-565 при пуске двигателя СТМ-6000-2, 6000 кВт. Для дифза-
147
щиты используются трансформаторы тока с одинаковым коэффициен-
том трансформации 1000/5. Хотя трансформаторы неоднотипные (в ней-
трали установлены трансформаторы тока типа ТВЛМ, а в ячейке — типа
ТПЛ), характеристики намагничивания этих трансформаторов тока не-
значительно отличаются друг от друга. Максимальная нагрузка на
трансформаторы тока неодинакова, но меньше допустимой по кривым
10%-ной кратности. Токи небаланса при пуске превышают 1,5/н при
пусковом токе, в 5 раз превышающем номинальный ток двигателя и
в 3 раза номинальный ток трансформаторов тока. Длительность проте-
кания токов небаланса составляет 0,8 с. Токи эти обусловлены, по-види-
мому, различным характером перемагничивания трансформаторов то-
ка за счет апериодической составляющей тока в переходном режиме и
влияния остаточного намагничивания.
VZ-16A
Гои ТТ В нуле (разы С
Первичный тон ореле фазы А
ry^-****w*-
А
'2-21.5А
Ж
V2-10A
о.гс
VI-0,32 Ё
Напряжение на исполнительном органе фазы
Первичный тон в реле фазы С
Рис. 6-4. Токи и напряжения в цепях дифференциальной защиты при пуске синхронного
двигателя СТМ-6000-2, 6000 кВт, 6000 В, 660 А.
Уставка реле дифференциальной защиты типа РНТ-565. te>CI)=15 витков, i=6,7 А. Трансформаторы
тока, установленные в нуле. ТПОЛ-Ю-1000/5, кл. Р, нагрузка 1 Ом. Трансформатора тока, установ-
ленные в ячейке, ТВЛМ-10-1000/5, кл. 3, нагрузка 0,01 Ом.
WW
Приведенная осциллограмма показывает, что применяемые методы
расчета, не учитывающие переходных процессов во вторичных цепях
трансформаторов тока, не дают основания применять уставку тока сра-
батывания меньше номинального для дифференциальной защиты дви-
гателя без специальных испытаний и осциллографирования тока неба-
ланса при пуске. В приведенном примере уставку срабатывания защи-
ты пришлось увеличить дс? 2/н-
Применение уставок дифференциальной защиты с током срабаты-
вания меньше номинального нежелательно для двигателей ответствен-
ных механизмов, даже если позволяют условия отстройки от тока не-
баланса, поскольку при таких уставках возможно отключение двигате-
ля при обрыве в токовых цепях. Поэтому в ряде случаев в дополнение
к условию (6-9) уставку защиты выбирают по условиям отстройки от
обрыва в токовых цепях
1с.з==^^н/и,
где /гы= 1,34-1,5 — коэффициент надежности.
148
(6-10)
Чувствительность защиты определяется из выражения
/(2)
(6-10а)
*с.з
где /ХНН) — минимальное значение тока двухфазного к. з. на выводах
двигателя.
Как правило, в целях экономии трансформаторов тока дифферен-
циальная .защита двигателей выполняется в двухфазном исполнении. Ж
Однако при этом защита не будет работать при двойных замыканиях
на землю, когда в защищаемой зоне находится только одно место про- л,?.,
боя и оно расположено на фазе без трансформатора тока. Поэтому за-
щита от однофазных замыканий на землю приспосабливается для дей-
ствия и при двойных замыканиях на землю.
При выполнении дифзащиты с трансформаторами тока в трех фа-
зах имеются схемы, обеспечивающие отстройку от обрывов в токовых
цепях [Л. 27]. При этом уставки защиты можно выбрать по (6-9), но
не менее 0,55/ы.
Применение специальных схем, отстроенных от обрыва в токовых
цепях, может оказаться целесообразным для двигателей большой мощ-
ности, особо .ответственных механизмов, не допускающих аварийного
отключения по соображениям технологии.
В заключение необходимо обратить внимание на недопустимость
использования для дифзащиты двигателей (и генераторов) токовые ре-
ле типов РТ-40 и ЭТ-520 [Л. 50], поскольку устанавливаемые последо-
вательно с обмотками таких реле резисторы с сопротивлением 5—10 Ом
приводят к отказу защиты при к. з. в зоне из-за насыщения трансфор-
маторов тока и вибрации реле.
6-3. ЗАЩИТА ОТ ЗАМЫКАНИЙ НА ЗЕМЛЮ ОБМОТКИ СТАТОРА
а) Защита от однофазных замыканий на корпус
Замыкание одной фазы обмотки статора на корпус является одним
из наиболее частых повреждений высоковольтных электродвигателей.
Такие повреждения, как правило, сопровождаются горением дуги в ме-
сте замыкания и могут привести к выплавлению стали статора. Вос-
становительный ремонт после таких повреждений является более слож-
ным и дорогостоящим, чем ремонт поврежденных обмоток, поэтому
длительное протекание тока однофазных замыканий на землю недо-
пустимо.
Защита двигателей от однофазных замыканий на землю обмоток
статора выполняется с помощью токового реле, подключенного к филь-
тру токов нулевой последовательности. В тех случаях, когда двигатель
подключается к шинам через кабельную вставку и число параллельных
кабелей не превышает четырех, в качестве фильтра тока нулевой по-
следовательности используются кабельные трансформаторы тока типа
ТЗ или ТЗЛ, надетые На каждый из параллельных кабелей и включен-
ные последовательно для выравнивания внутренних сопротивлений
трансформаторов и реле (рис. 6-5). При большем числе кабелей ис-
пользуется трансформатор тока нулевой последовательности типа ТНП
(рис. 6-6), сердечник которого охватывает одновременно несколько ка-
белей (до 12) [Л. 26]. Для повышения чувствительности защиты за счет
1 149
получения максимальной мощности от ТНП при сравнительно неболь-
шой величине первичного тока магнитопровод, состоящий из двух пря-
моугольных сердечников, подмагничивается переменным током. Обмотки
подмагничивания располагаются на каждом сердечнике и соединяются
между собой встречно таким образом, что в двух вторичных обмотках,
которые также располагаются на обоих сердечниках и соединяются
между собой согласно, наводимая результатнрующая э. д. с. от обмоток
подмагничивания близка к нулю. В действительности из-за неполной
идентичности обоих сердечников и неодинакового расположения обмоток
во вторичной обмотке наводится э. д. с. небаланса, величина .которой
может достичь 100 мВ.
Рис. 6-5. Защита от однофазных замыканий на землю обмотки статора с кабельными
трансформаторами тока нулевой последовательности.
а. — прн питании двигателя одним кабелем; б — прн питании двигателя тремя кабелями.
Двигатели большой мощности (больше 9000—12000 кВт) могут
подключаться к сборным шинам с помощью шинных токопроводов.
В этом случае в качёстве фильтра тока нулевой последовательности
используется трансформатор тока нулевой последовательности шинного
типа (ТНПШ) (рис. 6-6,с). Принцип работы трансформатора тока
ТНПШ такой же, как ТНП кабельного типа.
Учитывая, что кабельные трансформаторы тока устанавливаются
почти на всех присоединениях для сигнализации замыканий на землю,
а также то, что на промышленных предприятиях наблюдается тенден-
ция к росту емкостного тока замыкания на землю, следует считать це-
лесообразной установку защиты от однофазных замыканий на землю
обмотки статора при емкостном токе 5 А и для двигателей мощностью
менее 2000 кВт, поскольку для таких двигателей выполнение защиты
с необходимой чувствительностью не вызывает никаких затруднений.
ПУЭ, как уже отмечалось, допускают выполнение более чувствитель-
ных защит при условии, что это не связано с усложнениями. '
150
На крупных промышленных предприятиях с разветвленными ка-
бельными сетями 6—10 кВ и общим емкостным током более 50 А, такая
защита будет работать даже при наличии компенсации и резонансной
настройке катушек за счет активного тока и тока высших гармоник
[Л. 44]. Чувствительность защиты от однофазных замыканий обмотки
Рис. 6-6. Защита от замыканий иа землю обмотки статора с ТНП
с подмагничиванием.
а н б — с шинным трансформатором тока; в—хс кабельным трансформато-
ром тока.
статора, использующей кабельные трансформаторы тока типов ТЗ и
ТЗЛ или трансформаторы тока нулевой последовательности с подмаг-
ничиванием типов ТНП и ТНПШ и электромеханическое токовое реле,
определяется минимальным током срабатывания, который для данных
защит составляет 3—5 А.
Ток срабатывания защиты при выполнении ее с помощью транс-
форматора тока типов ТЗ и ТЗЛ выбирается из условия отстройки от
собственного емкостного тока двигателя
/с..,=£/л (6-11)
151
где /г'к_коэффициент надежности для отстройки от перемежающегося
внешнего замыкания на землю; принимается равным 2 при работе за-
щиты с выдержкой времени 1 с и 4— при работе защиты без выдержки
времени; /гв— коэффициент возврата реле; 1С — установившийся емко-
стный ток замыкания на землю защищаемого двигателя при установке
трансформаторов тока у выводов двигателя.
При установке трансформатора тока в ячейке величина /с представ-
ляет собой сумму емкостных токов замыкания на землю двигателя
и соединительного кабеля или шинопровода:
1 1с—1с дв + /ск- (6-12)
Емкостный ток замыкания на землю двигателя
(6-13)
/сдв = Зо>Сд/7ф = Зо>Сдв<7ц,
где ы=2я/=314 рад/с.
Емкость обмотки статора двигателя по отношению к
Ф/фазу, при отсутствии каталожных данных можно определить по сле-
дующим приближенным формулам [Л. 27, 28]:
а) для явнополюсных двигателей
г _ 4O»ZSV 10Zi
С ДВ
земле Сдв,
(6-14)
3,— ’
3(i/H + Збоо)/7Г
где SH — мощность двигателя, кВ-A; /7Н— междуфазное напряжение, В;
п — об/мин;
б) для неявнополюсных двигателей
С —°»01875н-10~6
1,2 Kl4(l + 0,08бв)
(6-15)
где SE — МВ - А; 67н — кВ.
Емкостный ток кабеля определяется по справочникам либо по при-
ближенной формуле
/ск=0,1117/, (6-16)
где U—линейное напряжение, кВ; / — суммарная длина кабелей в це-
пи двигателя, км.
При выполнении защиты от однофазных замыканий на землю с по-
мощью трансформаторов тока типа ТИП или ТНПШ ток срабатывания
этой защиты определяется из условий отстройки как от емкостного тока
двигателя и соединительного кабеля или ошиновки, так и от тока не-
баланса, обусловленного несимметричным расположением токопроводов
в магнитопроводе, а при использовании подмагничивания — и от тока
небаланса от подмагничивания.
Первичный ток срабатывания защиты [Л. 27]
^с.з.п=’^'(^,н^ + ^н^нб)» (6'17)
где ^"н=1,5—коэффициент надежности для отстройки от тока неба-
ланса.
При снятом подмагничивании ток небаланса определяется только
несимметрией расположения токопроводов
—.2П7.^Д-, (6-18)
гр *н
152
где £Нб.иес—э. д. с. небаланса, наводимая во вторичной обмотке транс-
форматора тока в номинальном режиме и обусловленная несимметрич-
ным расположением токопроводов относительно вторичной обмотки.
Величина /знп.псс определяется опытным путем при снятом подмаг-
ничивании. Для предварительных расчетов можно принять для транс-
форматоров тока ТНП-2 и ТНП-4 EIlR.Iiec=0,017 В, для трансформато-
ров тока ТНП-7, ТНП-12 и ТНП-16 £Нб.нес=0,014 В. Для шинных транс-
форматоров тока типа ТНПШ £'Нблес=0,06—0,1 В. zv— сопротивление
реле. При использовании реле типа ЭТД-551/60 zp=9 Ом при парал-
лельном соединении обмоток реле и гр=36 Ом при последовательном
соединении обмоток реле; — число витков вторичной обмотки транс-
форматора тока.
В настоящее время Чебоксарский электроаппаратный завод взамен
реле серии ЭТД-550 выпускает реле РТЗ-50 с аналогичными параме-
трами.
При наличии подмагничивания ток небаланса будет:
Енб.нес 'Д.з . | Енб.тюдм _gjjjz
zp + гнам At %р ) ’
(6-19)
где гызы — эквивалентное сопротивление намагничивания трансформа-
тора тока, приведенное ко вторичной цепи; Диблодм— э. д. с. небалан-
са, наводимая во вторичной обмотке трансформатора тока и обуслов-
ленная неидентичностыо магнитопроводов.
Параметры, необходимые для расчета защиты от однофазных за-
мыканий на землю с трансформаторами\ тока типов ТНП и ТНПШ,
как-то: 1^в, >2нам> Д|б.пес, Днблюдм и др., приведены в [Л. 27, 28].
У трансформаторов тока шинного типа э. д. с. небаланса, наводи-
мая во вторичной обмотке и обусловленная несимметричным располо-
жением токопроводов относительно вторичной обмотки Днб-нес, дости-
гает значительных величин — до 100 мВ в номинальном режиме. Со-
ставляющая тока небаланса, обусловленная £нб.нес> пропорциональна
току статора и при внешнем междуфазном коротком замыкании может
вызвать ложное отключение двигателя, поэтому в схеме предусматри-
вается блокировка защиты от однофазных замыканий в обмотке ста-
тора токовыми реле, реагирующими на перегрузку и асинхронный ход
(рис. 6-6,6). Уставка блокирующих токовых реле, включенных на
фазные токи, принимается равной 1,4/н. С учетом изложенного формула
для определения тока небаланса, от которого необходимо отстроить
защиту при использовании трансформаторов тока типа ТНПШ, будет:
гр + ^нам
1.44
(6-20)
где Ьнб.пес определяется при номинальном токе двигателя.
В трансформаторе тока типа ТНПШ имеется специальная обмот-
ка для подключения блокирующего реле РТБ (рис. 6-6,а). При исполь-
зовании этой обмотки вторичный ток срабатывания блокирующего реле
определяется по выражению
ж ______ кв
*Ср'бл р -
^рбл
(6-21)
153
и ток небаланса будет:
/нС = fу 3 Ф4- ). 21F;„ (6-22}
\ «в ^р-Г гнам J
где Ебл — э. д. с., наводимая в блокировочной обмотке ТНГГШ при но-
минальной нагрузке; /гы — коэффициент надежности, принимаемый рав-
ным 1,2; ^ — коэффициент возврата реле; 2р.бл— сопротивление бло-
кирующего реле.
Для отстройки от переходных процессов [Л. 26] защита выпол-
няется с выдержкой времени порядка 1 с. Такая выдержка времени
допустима при токах однофазных замыканий на землю, не превышаю-
щих 10—20 А, что обычно имеет место при однофазных замыканиях на.
землю в сети с изолированной или компенсированной нейтралью.
б) Защита от двойных замыканий на землю
При двойных замыканиях на землю, когда одно место пробоя на-
ходится на фазе статора без трансформатора тока, а второе — на дру-
гой фазе любого из присоединений, электрически связанного с двига-
телем, возможно протекание токов, близких по значению к току двух-
фазного к. з. В этом случае для предотвращений значительных повреж-
дений необходимо обеспечить быстрое отключение двигателя без вы-
держки времени. Для этой цели используется дополнительное, токовое
реле 2РТ (рис. 6-6) с уставкой по первичному току 100 А. При этом
обеспечиваются достаточно надежная отстройка от токов переходного'
процесса при внешних коротких замыканиях и при пуске и высокая
чувствительность, поскольку токи двойного замыкания на землю зна-
чительно больше 100 А. Такая защита обязательна в том случае, когда
дифференциальная защита от междуфазных повреждений выполнена
в двухфазном исполнении. Дополнительную защиту от двойных замы-
каний на землю целесообразно предусматривать и в том случае, когда
дифференциальная защита выполняется в трехфазном исполнении, так
как при двойном замыкании на землю через переходное сопротивление
дифференциальная защита может оказаться недостаточно чувстви-
тельной.
В практике эксплуатации бывают случаи ложной работы защиты
от однофазных замыканий на землю в обмотке статора, выполненной
с трансформаторами тока типа ТНП и ТНПШ. Анализ большого ко-
личества таких случаев Показал, что причины ложной работы следую-
щие: плохая изоляция брони и оболочки кабелей в магнитопроводе
ТНП, неправильно подобранные витки намагничивающей обмотки на
магнитопроводе, где число этих витков должно регулироваться из усло-
вия минимума Енб.нам, неправильное расположение трансформатора
тока ТНПШ по отношению к токопроводам или металлическим кон-
струкциям. Для устранения этих недостатков необходимо выполнить
рекомендации по монтажу и наладке трансформаторов тока нулевой
последовательности типов ТНП и ТНПШ, изложенные в [Л. 26].
6-4. ЗАЩИТА СИНХРОННЫХ ДВИГАТЕЛЕЙ ОТ РАБОТЫ
В АСИНХРОННОМ РЕЖИМЕ
Длительная работа в асинхронном режиме приводит к перегрузке
обмотки статора и к длительному протеканию тока в демпферных кон-
турах, не рассчитанных на такие условия работы. Особенно опасен
1Б4
режим асинхронного хода возбужденного двигателя. Возникающие
в этом случае токи и моменты могут значительно превышать соответ-
ствующие величины при пуске и представляют опасность для двига-
теля. Поэтому правилами предусматривается для синхронных двигате-
лей специальная защита от работы в асинхронном режиме, действую-
щая на ресинхронизацию или отключение двигателя.
Основные причины выпадения синхронных двигателей из синхро-
низма:
1. Короткие замыкания в сети, при которых напряжение на выво-
дах двигателя меньше критического. Критическим напряжением для
данного двигателя является минимальное напряжение, обеспечивающее
устойчивость при заданной нагрузке.
Значение критического напряжения можно определить из условия
^ф-~-Пкр--------kuttlweX;
ха
•откуда <
= (6-23f|
где —коэффициент надежности, принимается равным 1,1—1,2; Лф—
кратность форсировки возбуждения; EJxa — максимальный перетру-'
зочный момент в относительных единицах при номинальном напряже-
нии и номинальном возбуждении.
Для различных синхронных двигателей величина £'9/х(!=1,5^-2,0;
Л); =1,5; тмех=0,7->0,9. Тогда
_ 1,2(0,7 =0,9) __03 .
1,5(1,5 = 2,0) —
2. Технологическая перегрузка.
3. Потеря возбуждения.
4. Качания системы.
5. Кратковременный перерыв питания, обусловленный отключе-
нием питающего источника и последующим действием устройств АПВ
и АВР.
Для предотвращения выпадения синхронных двигателей из син-
хронизма необходимо:
1. Обеспечить быстрое (без выдержки времени) отключение всех
коротких замыканий, при которых остаточное напряжение на выводах
двигателей меньше критического.
2. Предотвратить технологические перегрузки, превышающие пре-
дел статической устойчивости, а для двигателей, работающих с удар-
ными нагрузками (прокатные станы и др-), предусмотреть эффектив-
ные схемы регулирования возбуждения, обеспечивающие полное ис-
пользование динамических качеств синхронного двигателя.
3. Обеспечить надежность работы возбудительного агрегата и це-
пей возбуждения.
4. Предусмотреть специальную защиту от потери питания, назна-
чение которой — отключить малоответственные синхронные двигатели,
а также двигатели, асинхронные характеристики которых не обеспечи-
вают разгон до подсинхронной частоты вращения при заданных нагруз-
ках, и обеспечить ресинхронизацию ответственных синхронных дви-
гателей, асинхронные характеристики которых позволяют осуществить
ресинхронизацию без или с разгрузкой приводимого механизма.
155
Важным мероприятием, повышающим устойчивость работы син-
хронных двигателей при кратковременных снижениях напряжения,
является форсировка возбуждения. Эффективность форсировки особен-
но велика, когда остаточное напряжение при коротком замыкании боль-
ше 0,4—0,5, и время отключения короткого замыкания не превышает
0,2 с. При большем времени отключения короткого замыкания и оста-
точных напряжениях меньше 0,4 С7Н форсировка возбуждения может
привести к дополнительному торможению двигателя за счет генератор-
ного момента гтц, в результате чего вероятность успешной ресинхрони-
зации значительно снижается.
ШР
Рис. 6-7. Защита синхронного двигателя от асинхронного режима
с токовым реле и независимой выдержкой времени (О1\3<1).
Однако и в тех случаях, когда все необходимые мероприятия для
обеспечения устойчивой работы синхронных двигателей выполняются,
не исключена возможность выпадения их из синхронизма, например,
при отказе быстродействующих защит на других элементах сети, при
неисправности возбудителя или в цепях возбуждения, качания систе-
мы и др.
ПУЭ предусматриваются следующие варианты выполнения защи-
ты от работы в асинхронном режиме:
1. При помощи реле, реагирующего на увеличение тока в обмот-
ках статора. При этом данная защита от асинхронного режима с за-
висимой от тока выдержкой времени может быть допущена только для
электродвигателей с отношением короткого замыкания (ОКЗ), рав-
ным 1 и более.
Защита с независимой от тока выдержкой времени (рис. 6-7) мо-
жет быть применена при величине ОКЗ порядка 0,6 и более. В схему
защиты после мгновенного токового реле должно быть включено про-
межуточное реле с замедлением на возврат, предотвращающее воз-
врат реле времени при биениях тока асинхронного режима.
Ток срабатывания защиты, реагирующей на увеличение тока ста-
тора,
/срз= (1,3-1,4)7Н. (6-24)
В ПУЭ обращается внимание на то, что защита по току статора
от асинхронного режима может действовать при перегрузках электро-
двигателей, и это должно учитываться при выборе ее уставок. Для тех
двигателей, где должна предусматриваться защита от перегрузки, ПУЭ
рекомендуют выполнить ее по возможности совмещенной с защитой
от асинхронного режима.
156
2. С помощью устройства, реагирующего на наличие переменного
тока в цепи обмотки ротора или на сдвиг фаз между током и напря-
жением статора при асинхронном режиме, когда недопустимо действие
защиты от перегрузки на отключение или необходимо быстродействие
защиты от асинхронного режима.
3. С помощью устройства, действующего на принципе отсчета чи-
сла электрических проворотов ротора при асинхронном режиме, если
защита по п. 2 непригодна из-за резкопеременной нагрузки.
Согласно ПУЭ защита синхронных двигателей от асинхронного ре-
жима должна действовать с выдержкой времени на:
1) устройство ресинхронизации;
2) автоматическую разгрузку механизма до такой нагрузки, при
которой обеспечивается втягивание электродвигателя в синхронизм;
3) отключение электродвигателя и повторный автоматический
пуск;
4) отключение при невозможности разгрузки или ресинхронизации
электродвигателя или отсутствии необходимости автоматического по-
вторного пуска и ресинхронизации по условиям технологического про-
цесса.
При выборе варианта защиты синхронного двигателя от работы
в асинхронном режиме ПУЭ предусматривается как основное решение
использование защиты, реагирующей на увеличение тока статора и
выполненной с помощью токового реле с Зависимой от тока выдержкой
времени для двигателей с ОКЗ 1,0, или с токовым реле с независи-
мой от тока выдержкой времени для синхронных двигателей с ОКЗ^
2>О,6. Однако весьма существенным фактом для выбора варианта
защиты от работы в асинхронном режиме является жесткость асин-
хронной характеристики в области малых скольжений. Скольжение при
асинхронном режиме без возбуждения при номинальной нагрузке для
различных синхронных двигателей колеблется в широких пределах от
0,1% до 2—3% (реже 5%)- Защита от работы в асинхронном режиме,
реагирующая на увеличение тока статора, может работать при потере
возбуждения только в том случае, когда замедление па возврат про-
межуточного реле
/возв 0,5ts--------
(6-25)
где sH, % — скольжение в процентах при номинальной нагрузке и сня-
том возбуждении.
При 5ц, %—0,1%, ЛПмех — 0,5 /1зс).з1зЮ С.
Выдержка времени защиты от работы в асинхронном режиме
должна быть в 1,5—2 раза больше времени возврата промежуточного
реле и может достичь 20 с, что недопустимо.
Удовлетворительное решение вопроса защиты синхронных двига-
телей с жесткой асинхронной характеристикой (хн, %<0,5%) от рабо-
ты в асинхронном режиме может быть получена, если предусмотреть
отдельную защиту, фиксирующую выпадение возбужденного синхрон-
ного двигателя из синхронизма вследствие значительной перегрузки,
короткого замыкания в сети и др., и отдельную защиту для фиксации
потери возбуждения. При этом можно исходить из очевидного предпо-
ложения, что асинхронный ход возбужденного синхронного двигателя
возможен только при скольжениях s>0,5%, поскольку 0,5% заведомо
157
Рис. 6-8. Изменение тока воз-
буждения синхронного двигате-
ля при внезапном к. з. и отклю-
чении к. з.
принять равным 4—5 с.
иметь в виду, что она не
возбуждения. Для защиты
меньше критического скольжения, опреде-
ляемого из (3-18), и при s^.O,5°/o: возбуж-
денный синхронный двигатель обязательно
втянется в синхронизм (случаи частичной
потери возбуждения редки, и их можно не
р ассматривать).
Для надежной работы защиты от асин-
хронного режима, реагирующей на увели-
чение тока статора, при выпадении из син-
хронизма возбужденного синхронного дви-
гателя достаточно, чтобы промежуточное
реле имело замедление на возврат 1,5—
2 с, а время действия защиты можно
При выполнении такой защиты следует
должна работать при пуске и форсировке
синхронного двигателя от работы в асин-
хронном режиме вследствие потери возбуждения можно использовать
реле нулевого тока (РНТ), фиксирующее исчезновения тока возбужде-
ния. Однакб логическая часть схемы должна существенно отличаться
от схемы, применяемой в настоящее время. Основные недостатки при-
меняемой в настоящее время защиты, реагирующей на исчезновение
тока возбуждения, — это недействие защиты при случайном, ложном
отключении контактора возбуждения и ложная работа при сбросе на-
грузки и отключении короткого замыкания. Первый дедостаток очеви-
ден, поскольку в применяемых в настоящее время схемах оперативный
ток на размыкающиеся контакты реле РНТ подается через замыкаю-
щиеся вспомогательные контакты контактора возбуждения (КВ). Вто-
рой недостаток не столь очевиден и требует пояснения. Как известно,
при внезапном коротком замыкании в обмотке возбуждения синхрон-
ной машины появляется намагничивающая составляющая тока, зату-
хающая с постоянной времени х'а (рис. 6-8), максимальная величина
которой определяется из условий сохранения постоянства потокосцеп-
ления в момент к. з. В момент к. з. величина свободного тока в обмотке
возбуждения компенсирует размагничивающий эффект от тока корот-
кого замыкания. Перед отключением к. з. двигатель размагничен. При
отключении к. з. в обмотке возбуждения возникает размагничивающая
составляющая тока, затухающая также с постоянной времени т'а, раз-
магничивающий эффект которой эквивалентен эффекту отключившего-
ся тока к. з. При этом в зависимости от предшествующего режима ток
возбуждения в момент отключения к. з. может перейти через- нуль.
В этом случае реле РНТ будет иметь меньшее время возврата, что
в ряде случаев может привести к ложному отключению двигателя. Из-
бежать отключения можно введением дополнительной выдержки вре-
мени. Такая задержка на, срабатывание вполне допустима, поскольку
работа синхронного двигателя в асинхронном режиме без возбуждения
даже в течение нескольких минут не представляет опасности для дви-
гателя.
На рис. 6-9 приведена схема защиты синхронного двигателя от
работы в асинхронном режиме, реагирующая на увеличение тока ста-
тора и исчезновение тока в обмотке возбуждения. Уставка по току
статора выбирается порядка 1,4/н. Уставка по току ротора выбирается
из условия, чтобы срабатывание реле РНТ происходило при 1,3—
1,5//о, где /fo—ток возбуждения при холостом ходе, номинальном на-
158
пряжении и минимальной величине тока статора двигателя. Выдержку
времени защиты, реагирующей на исчезновение тока возбуждения, мож-
но также принимать 3—5 с. В тех случаях, когда защита от работы-
в асинхронном режиме действует на отключение двигателя, одно и то
же реле времени может быть использовано для защиты, реагирующей
на увеличение тока статора, и защиты, реагирующей на исчезновение
тока возбуждения. Для ответственных двигателей, асинхронная харак-
теристика которых обеспечивает ресинхронизацию при полной нагруз-
ке, а также в тех случаях, где имеется возможность разгрузки меха-
низма, защита, реагирующая на увеличение тока статора, должна дей-
ствовать на ресинхронизацию. Под ресинхронизацией в данном случае
Рис. 6-9. Схема защиты от асинхронного режима, реагирующая на увеличение тока ста-
тора и исчезновение возбуждения.
подразумевается перевод двигателя в асинхронный режим без возбуж-
дения, разгрузка механизма, если имеется такая возможность, и это
необходимо для разгона двигателя до подсинхронной частоты враще-
ния, подачу форсированного возбуждения после достижения ротором-
двигателя подсинхронной частоты вращения (определяется по сниже-
нию тока статора или по скольжению ротора).
Защита, реагирующая на исчезновение тока возбуждения, выпол-
няется в этом случае с отдельным реле времени. Для предотвращения
отключения двигателя при пуске и ресинхронизации защита от исчез-
159-
новения тока возбуждения выводится из работы схемой пусковой авто-
матики, для чего реле времени этой защиты запускается через размы-
кающие контакты реле 2РБ. Защита, реагирующая на увеличение тока
статора (рис. 6-9), действует на ресинхронизацию двигателя, а при
неуспешной ресинхронизации — на отключение. При срабатывании то-
кового реле РТ, если нет форсировки возбуждения, срабатывает про-
межуточное реле РП с задержкой на возврат 1,5—2 с. Запускается
реле времени 2РВ, от проскальзывающих контактов которого с време-
нем 4—5 с .срабатывает промежуточное реле с задержкой на возврат
1РП и двухпозиционное реле РПФ. Контакты реле 1РП отключают
контактор возбуждения КВ, чем переводят двигатель в асинхронный
режим без возбуждения и замыкают цепь реле 1РБ, тем. самым запу-
скают схему пусковой автоматики. Контакты двухпозиционного реле -
РПФ обеспечивают дальнейший отсчет времени реле 2РВ, упорные
контакты которого замыкаются с выдержкой времени больше времени,
необходимого для пуска или ресинхронизации (порядка 20 с). Если
к моменту замыкания упорных контактов реле 2РВ нормальный режим
двигателя будет восстановлен, реле РТ разомкнет свои контакты и
двухпозиционное реле РПФ вернется в исходное состояние. Если нор-
мальный режим двигателя не будет восстановлен, контакты реле РТ и
замыкающие контакты реле РП будут замкнуты, и двигатель отклю-
чится.
Двигатели, для которых предусматривается автоматический повтор-
ный пуск или ресинхронизация, должны снабжаться защитой от затяж-
ного пуска. Уставка тока срабатывания этой защиты принимается 1,5—•
2,0/н- Выдержка времени должна быть в 1,5—2,0 раза больше времени
пуска. В большинстве случаев для этой цепи можно использовать реле
типа РТ-80, время срабатывания которого при 3/Ср достигает 30 с. Эти
же реле используются для защиты от междуфазных замыканий (на
рис. 6-9 реле 1РТ, 2РТ).
Очевидно, что защита по току статора непригодна для двигателей,
подверженных периодическим перегрузкам. Для таких двигателей в ря-
де случаев можно применять защиту, реагирующую на переменную
составляющую тока, возникающую в обмотке ротора в асинхронном
режиме. При выполнении такой защиты следует иметь- в виду, что если
для выявления переменной составляющей тока ротора используется
трансформатор тока, то он должен иметь воздушный зазор. В против-
ном случае трансформатор тока насыщается постоянным током, вслед-
ствие чего переменный ток практически не трансформируется. Пере-
менный ток возникает в обмотке возбуждения не только при асин-
хронном ходе, но и при всевозможных возмущениях в двигателе и
питающей сети: при набросе и сбросе нагрузки, при возникновении и
отключении короткого замыкания на смежных элементах сети. Поэтому
защита, реагирующая на переменную составляющую тока возбужде-
ния, должна отстраиваться от таких возмущений. Пр этой причине дан-
ная защита не может быть быстродействующей. Защита, реагирующая
на переменную составляющую тока возбуждения, использующая транс-
форматор тока, включенный в цепь ротора, не будет работать при об-
рыве этой цепи, следовательно, в этом случае защита обязательно
должна быть дополнена реле, реагирующим на исчезновение тока воз-
буждения (РНТ). В настоящее время трансформаторы тока с воздуш-
ным зазором серийно нашей промышленностью не выпускаются, поэ-
тому такая защита не находит широкого применения.
160
! Для защиты от работы в асинхронном режиме может быть исполь-
зован фактор изменения фазы тока, поскольку в нормальном режиме
синхронный двигатель работает, как правило, с перевозбуждением, и
ток опережает напряжение. При асинхронном режиме без возбужде-
ния ток будет отставать от напряжения.7При асинхронном ходе возбуж-
денного синхронного двигателя фаза тока статора в зависимости от
величины возбуждения будет отстающей, либо периодически изменяю-
щейся.
Для "защиты, реагирующей на фазу тока, используется реле мощ-
ности любого типа. При подключении токовой цепи реле к фазе а цепь
напряжения следует подключить так,, чтобы линия максимального мо-
мента реле совпала с осью фазы Ь. При использовании геле с внутрен-
ним углом 30° цепь напряжения необходимо подключить к Ui>a. В этом
случае реле может прийти в действие при отставании тока статора от
напряжения сети на угол <р>30°. Векторная диаграмма подключения
реле приведена на рис. 6-10,г. Мощность срабатывания реле целесооб-
разно выбирать так, чтобы угол срабатывания зависел от тока нагрузки.
Так, например, при холостом ходе, когда величина тока небольшая
(номинальный ток трансформатора тока, как правило, больше номи-
нального тока двигателя), угол, при котором реле срабатывает, жела-
тельно иметь равным 60—70°. Угол отставания тока статора от напря-
жения при холостом ходе двигателя и снятом возбуждении составляет
80°. По мере увеличения тока нагрузки угол, при котором срабатывает
реле, уменьшается и при номинальной нагрузке составляет 35—40°;
Такая «плавающая» характеристика срабатывания реле оказывается
весьма благоприятной, поскольку при небольших нагрузках синхронный
двигатель может работать устойчиво с небольшим отстающим углом.
Величина отстающего угла «р (недовозбуждение), при котором может
устойчиво работать двигатель, тем больше, чем меньше нагрузка.
Упомянутым выше требованиям, удовлетворяет индукционное реле
мощности, используемое для защиты от асинхронного режима.
Для предотвращения работы защиты при сбросе нагрузки и крат-
ковременном переходе в генераторный режим используется второе реле •••
мощности, линия максимальной чувствительности которого совпадает
с вектором напряжения фазы а.
Схема защиты приведена на рис. 6-10.
При срабатывании реле мощности 1РМ и 2РМ, в том числе и при
кратковременном замыкании контактов этих реле, срабатывает двухпо-
зиционное реле 1РПФ, выполняющее функцию памяти. Реле 1РПФ
запускает реле времени 1РВ, которое через 2—3 с своим проскальзы-’
вающим контактом запускает второе реле времени 2РВ и промежуточ- '
ное реле 1РП, самоудерЖивающееся своими замыкающими контакта-
ми. Если контакты реле мощности остались замкнутыми или замыка-
ются периодически с частотой скольжения двигателя, то не позже, чем
через 3—4 с с момента срабатывания реле 1РПФ, замкнется цепь реле
2РП. Замыкающие контакты реле 2РП через удерживающую обмотку
этого реле действуют на отключение контактора возбуждения. Тем са-
мым двигатель переводится в асинхронный режим без возбуждения.
Одновременно с реле 2РП срабатывает реле ЗРП. Срабатывание реле
ЗРП указывает на наличие асинхронного режима.
С выдержкой времени 2—3 с замыкается проскальзывающий кон-
такт реле 2РВ, и если реле ЗРП находится в сработанном состоянии,
т. е. двигатель действительно работает в асинхронном режиме, шунти-
11—801 161
руются контакты пускового токового реле РПТ, и запускается схема
пусковой автоматики на подачу возбуждения. Если скольжение зна-
чительное и двигатель не успеет за это время развернуться до подсин-
хронной частоты вращения, то замкнутся контакты токового реле РПТ,
управляющего пуском, и подача возбуждения произойдет лишь после
возврата этого реле. При успешной ресинхронизации реле 2РВ сраба-
тывает и возвращает схему в исходное положение. Если ресинхрониза-
ция оказалась неуспешной (контакты реле мощности замкнуты или
периодически замыкаются), реле 1РВ с выдержкой времени 12—15 с
отключит двигатель. Выдержка времени упорного контакта 1РВ на
отключение двигателя выбирается из условия
^1РВ уп ^1РВ проск "4“ AlycK "4" ^зап’
где ^1пвп5)оск=2-е-3 с —время замыкания проскальзывающего контак-
та; /пуск— время, необходимое для разгона двигателя до подсинхрон-
ной скорости; /Зап-—время запаса, обычно принимается 2—3 с.
Уставка времени упорного контакта реле 2РВ для возврата схемы
в исходное состояние принимается на 1—2 с больше уставки времени
упорного контакта реле 1РВ.
(6-26)
с
[гда*
hrJ
" ЗРП
1РН 2РМ 1РП Г1
"11----1Г ‘
ПГ
!РВ
TU
1РП
"1Г"
______
ЗРП **"
ЗРП
-ГяГ)
2AW Г"
2РВ
2РВ-1 Ё7
иг
РПТ
----1Г"
ПГ~
В
У 1РБ 2РБ
ПГ—Т45—!R—[
. кв(з)\
—)П В а —
1РПФ
Т||------
ГРП ЗРП
кв
•p-ir
/to откли/чв
ПРУ aue dluta-
-- теля
_ ЗРЛ
1РБ
2РБ
кв(Сил)
1РВ
2РВ
1рв _ п
(РП
1 f тяг | п
Паразгрузку! I - Lj-7"
двигателя
162
Если срабатывание реле мощности 1РМ обусловлено кратковре-
менным, длительностью менее 2—3 с, возмущением нагрузки или сети,
то к моменту срабатывания реле 1РП контакты реле мощности 1РМ
будут разомкнуты,, не сработает реле 2РП, и возбуждение не отклю-
чится; не сработает также реле ЗРП, и проскальзывающие контакты
реле 2РВ через размыкающие контакты реле ЗРП вернут схему в ис-
ходное состояние через 3—4 с после срабатывания реле 1РП.
Двухпозиционное реле 2РПФ предназначено для вывода защиты
из работы на время пуска и устанавливается только на двигателях
с временем пуска больше 0,7—0,8 времени уставки упорного контакта
реле 1РВ.
В схеме предусмотрена возможность разгрузки механизма на вре-
мя ресинхронизации. Разгрузка механизма предусматривается в тех
случаях, когда успешная ресинхронизация с полной нагрузкой невоз-
можна, а технологически такая разгрузка возможна.
Приведенная схема защиты работает надежно при выпадении дви-
гателя из синхронизма независимо от причин, обусловивших это вы-
падение (потеря возбуждения, перегрузка, короткое замыкание на
смежных элементах сети), и независимо от жесткости асинхронной
характеристики двигателя.
Ниже приведен ряд примеров, показывающих возможность исполь-
зования вышерассмотренной защиты для синхронных двигателей про-
0
Рис. 6-10. Защита от асинхронного режима, реагирующая на
изменение фазы тока.
а — оперативные цепи при действии защиты на ресинхронизацию и
отключение; б — оперативные цепи при действии только на отключе-
ние; в — внутренняя схема реле ресинхронизации (переделывается- из
РПВ-58); а —диаграмма работы реле мощности.
11*
163
катных станов, работающих, как известно, с резкопеременной нагруз-
кой. Расчеты, выполненные для синхронного двигателя * типа
СДЗ-19У-16-14, 6000 кВ-А, 4800 кВт, 10500 В, 428 об/мин привода тру-
бопрокатного стана показали, что при нагрузках, не превышающих
статической перегружаемости, и напряжения возбуждения 17/=0,817Ном
защита не работает. При кратковременном набросе нагрузки, величина
которой превышает предел статической устойчивости, но не приводит
к выпадению из синхронизма, защита также не работает. При сбросе
Рис. 6-11. Процесс в двигателе ДСЗ-19У16-14, 6000 кВ-А,
4600 кВт, 10,5 кВ, 330 А, 428 об/мин при нормальной
ударной нагрузке.
такой нагрузки фаза тока переходит в индуктивный квадрант, и реле
1РМ срабатывает, однако после нескольких колебаний, общая дли-
тельность которых не .превышает 1 с, ток переходит в емкостный квад-
рант, поэтому при уставке времени проскальзывающего контакта 1РВ
1,5 с защита и в этом случае не будет работать. Таким образом, для
данного двигателя рассмотренная защита будет работать правильно,
если набросы нагрузки, превышающие статическую перегружаемость и
не приводящие к выпадению двигателя из синхронизма, будут иметь
место не чаще, чем через 4 с. В действительности такие набросы явля-
ются результатом прокатки холодного (недостаточно разогретого) ме-
талла, и вероятная периодичность таких явлений значительно, превы-
шает 4 с, поэтому защита, реагирующая на изменение фазы тока с со-
ответствующей логической схемой, вполне пригодна для защиты от
работы в асинхронном режиме синхронных двигателей прокатных
станов.
На рис. 6-11 приведены кривые изменения во времени момента,
тока и угла <р при реальной ударной нагрузке для двигателя
ДСЗ-19У16-14, а на рис. 6-12 —те же кривые при усиленной ударной на-
грузке с моментом, превышающим предел статической устойчивости.
В первом случае фаза тока не попадает в зону работы защиты, во
втором случае время нахождения фазы тока в зоне работы защиты со-
ставляет 0,75 с. т. е. для отстройки защиты достаточно уставку вре-
мени проскальзывающего контакта реле 1РВ принять равной 1,5 с
и уставку времени проскальзывающего контакта реле 2РВ также 1,5 с.
Расчеты выполнены на кафедре ТОЭ УПИ им. С. М. Кирова.
164
На рис. 6-13 и 6-14 приведены аналогичные кривые для двигателя
ДСЗ-21-21-16 20000 кВ-А, 17 500 кВт, 10000 В, 375 об/мин. И для
этого двигателя набросы нагрузки при нормальной работе стана не
приводят защиту в действие. 'При сбросе нагрузки, максимальный мо-
мент которой почти в 2 раза превышает предел статической устойчи-
вости, реле мощности срабатывают. Однако время нахождения фазы
тока в зоне работы этих реле нс превышает 1,75 с, и при уставке вре-
мени проскальзывающего контакта реле 1РВ 2,5 с защита, хотя
ходит в действие, не сработает.
и при-
Рис. 6-13. Процесс в двигателе ДСЗ-21-21-16, 20000 кВ-Д,
17500 кВт, 10 кВ, 1156 А, 375 об/мин, вращающем генератор в си-
стеме Г — Д главного привода блюминга (нагрузочный график
получен экспериментально).
Таким образом, для рассмотренных двигателей защита от работь
в асинхронном режиме, реагирующая на изменение фазы тока, надеж-
но отстроена от возмущений, не приводящих к выпадению двигателя
из синхронизма, и надежно работает при выпадении двигателя из син
хронизма независимо от причины, вызвавшей это выпадение.
На рис. 6-15 показан процесс в двигателе ДСЗ-19У16-14, 4600 кВ'
при выпадении из синхронизма вследствие перегрузки при номиналь
12—801 16
ном напряжении сети и номинальном возбуждении. Из кривых видно,,
что угол колеблется в диапазоне 30—180°. Время нахождения угла
<р вне зоны работы реле мощности меньше 0,5 с, т. е. защита четко»
сработает. В данном случае защита запустится через 0,25 с после на-
броса нагрузки, а импульс на снятие возбуждения и разгрузку будет
подан через 1,5 с, т. е. через 1,75 с с момента наброса нагрузки. В тех
Рис. 6-14. Процесс в двигателе ДСЗ-21-21-6 при уси-
ленной резкоперемеиной нагрузке со сглаженным
фронтом.
случаях, когда ресинхронизация нецелесообразна, можно второй им-
пульс дать на отключение двигателя. Логическая часть схемы В этом
случае значительно упрощается. На рис. 6-10,6 приведены оперативные
цепи защиты при действии ее только на отключение.
Следует отметить, что ни один из известных принципов, исполь-
зуемых для выявления асинхронного режима: увеличение тока стато-
ра, появление переменной составляющей в токе возбуждения, измене-
ние фазы тока статора —сам по себе без соответствующей логической
схемы не может обеспечить селективную защиту синхронных двигате-
лей с ударной нагрузкой от работы в асинхронном режиме, так как все
перечисленные явления возникают в синхронном двигателе при набросе
и сбросе нагрузки, при коротком замыкании в сети и при восстанови
166
лении напряжения после отключения к. з. Даже если бы удалось доста-
точно просто и надежно замерить угол нагрузки б, то и в этом случае
увеличение угла до 180° не дает достаточного основания для отклю-
чения двигателя, поскольку после сбора нагрузки (т. е. выхода слитка
из клети) возбужденный двигатель может успешно втянуться в син-
хронизм. В самом деле, если торможение двигателя происходит под
воздействием постоянного момента тМех, значительно превышающего
предельное значение электромагнитного момента, тогда угол нагрузки
б при нулевых начальных условиях йо=О будет из (4-5):
с__^мех
и при 6 — тс скольжение
s= 1/ -мех” .
dt v Г tj
При тмех,п = 9-т-12, "г/ = 5,1-314= 1600
s = -2'(^3’5) =^=-0,10 = 0,12, т. е. 10=12%.
w *rv
Если считать, что разгон до синхронной частоты вращения проис-
ходит при неизменном избыточном моменте
Шдзб — /Дэл—^мех‘—ttlf — 1,0,
где Шап—^Пц — средний асинхронный момент; тмех— механический МО- ‘
мент сопротивления, который при холостом ходе стана составляет
0,2—0,4;
mf = (Y 0,1 = 0,2.
\ха J 1 — s
Тогда время разгона до синхронной скорости будет:
t = 5,1(0,1=0,12) = 0 gl 0 6с
/Иизб 1.0 ’
С учетом времени на вхождение в синхронизм можно считать,
если время между сбросом нагрузки и началом прокатки следующё^-1
слитка больше 1,5 с, двигатель втянется в синхронизм. В эксплуатаций ’
находятся прокатные станы с неправильно выбранными двигателями,
где пропуск недостаточно нагретого металла приводит в ряде случаев
к полному останову двигателя. Очевидно, что для таких двигателей
требуется специальная быстродействующая защита, работающая без
выдержки времени, так как в противном случае может произойти по-
ломка вала двигателя или стана. Однако практически такую защиту,
которая бы работала без выдержки времени и была отстроена от воз-
мущений, не приводящих к выпадению из синхронизма, выполнить за-
труднительно.
Из изложенного видно, что выбор защиты от работы в асинхрон-
ном режиме синхронных двигателей с ударной нагрузкой необходимо
производить с учетом конкретных характеристик двигателя и нагрузки,
при этом следует отдать предпочтение наиболее простым решениям.
6-5. ЗАЩИТА ОТ ПЕРЕГРУЗКИ
В соответствии с ПУЭ защита от перегрузки должна предусматри-
ваться на электродвигателях, подверженных перегрузке по технологиче-
ским причинам, и на электродвигателях с особо тяжелыми условиями
12* 167
пуска и самозапуска, перегрузка которых возможна при чрезмерном
увеличении длительности пускового периода вследствие повышенной на-
грузки или понижении напряжения сети.
Защиту следует предусматривать в однорелейном исполнении с за-
висимой или независимой от тока выдержкой времени, отстроенной от
времени пуска электродвигателя в нормальных условиях и самозапуска
после действия АПВ и АВР. Выдержка времени защиты от перегрузки
во избежание излишних срабатываний при форсировке возбуждения
должна быть по возможности близкой к максимально допустимой по
тепловой характеристике электродвигателя.
Ток срабатывания защиты
4.3=>4, (627)
где £н=1,05 — коэффициент надежности; <feB — коэффициент возврата,
принимается 0,8—0,85 в зависимости от типа реле.
На электродвигателях, подверженных перегрузке по технологиче-
ским причинам, защита, как правило, должна выполняться с действием
на сигнал и автоматическую разгрузку механизма. Действие защиты
на отключение допускается для тех двигателей, у которых отсутствует
возможность своевременной разгрузки без останова.
На электродвигателях механизмов с тяжелыми условиями пуска
Или самозапуска защита должна действовать на отключение.
6-6. МИНИМАЛЬНАЯ ЗАЩИТА НАПРЯЖЕНИЯ И ЧАСТОТЫ
а) Минимальная защита напряжения предусматривается для от-
ключения электродвигателей неответственных механизмов и обеспече-
ния самозапуска электродвигателей ответственных механизмов.
Выдержка времени минимальной защиты напряжения выбирается,
как правило, от 0,5 до 1,5 с — на ступень больше быстродействующих
защит от многофазных коротких замыканий, а уставка по напряже-
нию— порядка 70% номинального напряжения.
Когда мощность сети недостаточна для обеспечения самозапуска
всех двигателей ответственных механизмов, можно отключить от этой
же защиты часть электродвигателей ответственных механизмов, преду-
смотрев их автоматический повторный пуск. Автоматический повторный
пуск этих двигателей можно осуществить по напряжению, т. е. после
восстановления напряжения до 0,977н, по спаданию тока в питающем
трансформаторе или линии, либо по времени.
Минимальная защита напряжения с выдержкой времени 5—10 с и
уставкой по напряжению 0,577н должна предусматриваться на электро-
двигателях ответственных механизмов, когда самозапуск этих двигате-
лей после останова недопустим по условиям технологического процесса
или по условиям техники безопасности, а также когда самозацуск дви-
гателя с полной нагрузкой, в том числе и при использовании схемы
ресинхронизации,* невозможен, причем невозможна также автоматиче-
ская разгрузка.
Для отключения таких двигателей и предотвращения их несин-
хронного включения при действии устройств АПВ или АВР следует так-
же применять минимальную защиту частоты.
б) Минимальная защита частоты для синхронных электродвига-
телей ответственных механизмов, не допускающих самозапуска по сво-
168
им электромеханическим характеристикам, должна выполняться с бло-
кировкой (по направлению активной мощности, по разности частот
и др.), предотвращающей их отключение при снижениях частоты в си-
стеме.
Для синхронных электродвигателей ответственных механизмов, са-
мозапуск которых возможен при использовании специальных схем ре-
синхронизации с разгрузкой механизма или без нее, минимальная за-
щита частоты должна действовать на схему ресинхронизации и раз-
грузки.
Рис. 6-16. Групповая минимальная защита напряжения.
Уставка срабатывания реле частоты принимается 48—48,5 Гц, , вы-
держка времени 0,3—0,5 с. При использовании схемы, работающей при
снижении частоты одной из секций с контролем частоты другой секции,
уставка блокирующего реле частоты должна быть на 0,5—1,0 Гц выше
уставки частоты пусковых реле.
Синхронные электродвигатели неответственных механизмов долж-
ны отключаться от устройств автоматической частотной разгрузки
(АЧР) при снижении частоты до 48:—47 Гц с временем 0,3—0,5 с.
Минимальная защита напряжения выполняется, как правило, с по-
мощью одного реле напряжения, включенного на линейное напряже-
ние в случае, когда от одной секции шин питается только один дви-
гатель. При питании от одной секции шин группы двигателей мини-
мальная защита напряжения выполняется групповой с использованием
двух реле напряжения. Для предотвращения ложной работы защиты
при нарушениях во вторичных цепях напряжения оперативные цепи
этой защиты питаются через блок-контакты автомата, защищающего
трансформатор напряжения. Схема групповой минимальной защиты
напряжения приведена на рис. 6-16.
Минимальная защита частоты осуществляется, как правило, с по-
мощью реле частоты, используемых для запуска АВР и АЧР. Схемы
минимальной защиты частоты, действующие на отключение синхронных
двигателей или их ресинхронизацию, приведены ниже на рис. 6-22 и
6-23.
169
Ь-7. ЗАЩИТА ОТ ВТОРОГО ЗАМЫКАНИЯ НА ЗЕМЛЮ В ЦЕПИ ВОЗБУЖДЕНИЯ
Замыкание на землю в одной точке цепи возбуждения не пред-
ставляет опасности для нормальной работы синхронного двигателя.
Контроль состояния изоляции цепи возбуждения осуществляется, как
правило, с помощью высокоомного вольтметра (1 кОм/B) поочеред-
ным подключением одного из выводов вольтметра к щетке на валу
двигателя. Специальные релейные схемы сигнализации состояния изо-
ляции для синхронных двигателей, как правило, не применяются.
Рис. 6-17. Защита от замыкания на землю во второй точке
цепи возбуждения с помощью устройства КЗР-2.
а — поясняющая схема; б— схема защиты.
Состояние изоляции проверяется при приемке и сдаче смены. При
обнаружении замыкания на землю следует принимать меры к? останову
двигателя и включению резервного агрегата. При отсутствии резервного
агрегата двигатель может остаться в течение некоторого времени в ра-
боте. Однако в этом случае необходимо ввести в работу специальную
защиту от двойных замыканий на землю, поскольку второе замыкание
приводит к шунтированию части обмотки возбуждения (витковое за-
мыкание) и представляет опасность для машины.
Защита от замыкания на землю в двух точках цепи возбуждения
необходима для синхронных двигателей ответственных механизмов при
отсутствии резервных агрегатов. Синхронные двигатели малоответст-
венных механизмов должны отключаться после появления первой зем-
ли. То же относится к двигателям ответственных механизмов при на-
личии резервных агрегатов.
Для защиты цепи возбуждения от замыканий на землю в двух
точках используется комплект защиты ротора КЗР-2, выпускаемый
Чебоксарским электроаппаратным заводом, который может передви-
гаться на специальной тележке и подключаться к двигателю, где обна-
ружено повреждение обмотки возбуждения.
170
Комплект защиты ротора КЗР-2, схема которого приведена на
рис. 6-17,6, состоит из потенциометра 771—/72, подключаемого к цепи
возбуждения, двух поляризованных реле напряжения 1РН и 2РН,
включаемых между движком потенциометра и щеткой на валу ро-
тора, реле времени РВ, промежуточного реле РП и указательного
реле РУ. - .
Защита включается в работу после возникновения замыкания на
землю в одной точке цепи возбуждения. Ползунок потенциометра уста-
навливается таким образом, чтобы реле напряжения 1РН и 2РН были
включены в диагональ моста, два плеча которого составляет обмотка
возбуждения, другие два плеча — потенциометр (рис. 6-17,а).
Выбор положения движка потенциометра производится с помощью
вольтметра на 3 В с нулем посредине. Вольтметр подключается Сйй-
чала через сопротивления Ri, Rs- После выбора положения ползунка
вольтметр отключается. После появления второй земли в цепи возбуШ:
дения равновесие моста нарушается и через реле 1РН и 2РН 6yj^r
протекать токи. Для обеспечения работы защиты независимо от
правления протекания токов в реле 1РН и 2РН обмотки этих реЙё'
включаются параллельно со встречной полярностью.
За счет неравномерности воздушного зазора в машине магнитимый'
лоток, с которым сцепляются части обмотки возбуждения, разделеййЫё
дочкой пробоя Kt, пильсирует с частотой, определяемой скоростью в^'
щейия ротора. Поэтому в части обмотки возбуждения наводится ritg ‘
менная э. д. с., обусловливающая циркуляцию переменного тока Я
реле 1РН и 2РН. Для ограничения этого тока в схеме предусмсЛ
дроссель ДР, Конденсатор С служит для уменьшения вибрации
Ток срабатывания реле 1РН и 2РН при втором замыкании на земй
обмотки возбуждения может быть определен по формулам [Л. 27,
Расчетная схема приведена на рис. 6-17,о;
р* (1 - +m(l - m)R] ’
• __ Ufn2m_______
p?’- (1 —n2)[l?p+m(l—m]R’
где — напряжение возбуждения; — активное
ление цепи, содержащей обмотки реле; R —- сопротивление^ потенциомёф-
pa; т = — отношение величины сопротивления обмотки возбужде?
яия от зажима (Ц-) до первой точки замыкания на землю к полному' со-
противлению обмотки возбуждения; -у—------------отношение ’ве-
личины сопротивления замкнутых витков к сопротивлению обмотки воЗп
буждения от зажима (-ф-) до дальнего от этого зажима места замыка-
ния на корпус; и2=-------7°^ . ,—- отношение величины сопротивления
rKig + гка( 1
замкнутых витков к сопротивлению обмотки возбуждения от зажима ( )
до дальнего от этого зажима места замыкания на корпус.
Для предотвращения длительного протекания тока по обмотке ре-
ле 1РН, 2РН цепь этих реле размыкается контактами выходного реле
РП. Конденсатор Ci, шунтирующий контакты реле РП, предназначен
Г 71
для облегчения работы контактов и обеспечения надежного срабаты-
вания реле РП.
Наличие конденсатора, шунтирующего обмотки реле 1РН и 2РН,
приводит к замедлению действия защиты. Время замедления при то-
ках, равных току срабатывания поляризованных реле 1РН и 2РН, т. е.
при токе 2,45—2,55 мА, составляет 1 с. С увеличением тока в реле это
время уменьшается.
6-8. ГАШЕНИЕ ПОЛЯ
Для уменьшения объема повреждения необходимо после отключе-
ния синхронного двигателя от сети защитой обеспечить достаточно бы-
строе и эффективное гашение поля.
Двигатели небольшой мощностью (до 500 кВт), как правило, после
отключения питания быстро затормаживаются, и специальных
устройств для гашения поля не требуется. Когда для возбуждения
используются отдельно стоящие возбудительные агрегаты, электрома-
шинные или тиристорные, одновременно с отключением основного пита-
ния отключается питание возбудительного агрегата и тем самым обес-
печивается гашение поля.
В случае отдельно стоящего возбудительного агрегата (электрома-
шинного или тиристорного) затухание токов будет обусловлено пара-
метрами демпферных контуров и контуром обмотки возбуждения, и при
закороченной обмотке статора постоянная времени затухания тока бу-
дет x'd- При разомкнутой обмотке статора постоянная времени затуха-
ния напряжения будет:
, , Xd
X do —•4 d ' •
__ Л d
При питании обмотки возбуждения от электромашинного возбуди-
теля, механически связанного с валом двигателя, в начальный момент
после отключения питания ток возбуждения будет поддерживаться за
счет напряжения возбудителя. По мере снижения частоты вращения
напряжение возбудителя быстро снизится, и затухание токов будет
обусловливаться контурами ротора, т. е. постоянными времени x'd
и т'йо.
Для синхронных электродвигателей мощностью от 500 до'2000 кВт
можно также не предусматривать специальных устройств для гаше-
ния поля, если постоянная времени выбега менее 7 с, т. е. когда
ту __G£)2«2 1 у
/Имех ЗббРн /Пмех
При больших значениях постоянной времени выбега необходимо пре-
дусмотреть гашение поля введением резистора в цепь обмотки возбуж-
дения возбудителя с сопротивлением, равным десятикратному сопро-
тивлению этой обмотки.
Для таких двигателей с отдельно стоящими возбудительными агре-
гатами, электромашинными и тиристорными, можно не предусматри-
вать специальных устройств для гашения поля.
Для двигателей мощностью 5000 кВт и выше, а также для дви-
гателей мощностью от 2000 до 5000 кВт, имеющих постоянную времени
выбега более 7 с, должно предусматриваться гашение поля введением
резистора в цепи обмотки возбуждения двигателя. Такая же схема
гашения поля должна предусматриваться для синхронных двигателей
172
с ударной нагрузкой. Величина сопротивления резистора принимается
равной 5—10-кратному сопротивлению обмотки возбуждения двигателя.
Для введения сопротивления в цепь обмотки возбуждения двигателя
с электромашинным возбудителем используется специальный контак-
тор возбуждения с защелкой, который в приведенных схемах на рис.
3-10, 3-17, 3-19 и др. обозначается КВ. При отключении возбуждения
сначала замыкается размыкающийся контакт, который замыкает об-
мотку'возбуждения на гасительное сопротивление, затем размыкается
замыкающий контакт, который отключает обмотку возбуждения двига-
теля от возбудительного агрегата.
При использовании полупроводниковых тиристорных возбудитель-
ных агрегатов эффективное гашение поля двигателей мощностью свы-
ше 2000 кВт осуществляется переводом тиристорных преобразователей
в инверторный режим (рис. 3-18).
При отсутствии инвертирования обмотка возбуждения после от-
ключения питания двигателя и возбудителя оказывается замкнутой на-
коротко (без гасительного резистора) на тиристора выпрямительного
моста, что приводит к замедлению гашения поля.
Гашение поля может потребоваться не только для уменьшения,
объема повреждения при коротком замыкании, но и для осуществления
самозапуска и ресинхронизации. В последнем случае схема гашения
поля предусматривается вне зависимости от мощности двигателя и ве-
личины т//ПМех-
6-9. СОГЛАСОВАНИЕ СХЕМ ЗАЩИТЫ И АВТОМАТИКИ ПИТАЮЩЕЙ СЕТИ.
СХЕМЫ РЕСИНХРОНИЗАЦИИ СИНХРОННЫХ ДВИГАТЕЛЕЙ
а) Требования к защите распределительной и питающей сетей
Возбужденные синхронные двигатели на выбеге ведут себя, как
синхронные генераторы. При коротких замыканиях ,на смежных эл©'
ментах сети они подпитывают место короткого замыкания. При близ-
ких коротких замыканиях с остаточным напряжением на шинах нил§в
0,3—0,4 номинального синхронные электродвигатели выпадут из син-
хронизма, если короткое замыкание будет отключено не быстродейст- ’
вующей защитой, а с выдержкой времени. Если ток короткого замы-
кания от двигателей не меньше половины тока от основного источника
питания, т. е.
S —>0,5—, (6 29)
Ядв Яс
то при коэффициенте чувствительности максимальной токовой защиты;
смежного элемента, равном 2, реле тока этой защиты могут возвра-
щаться при повороте ротора двигателя на угол л, Зл, ..., (2п—1)л.
Время, за которое ось ротора отстанет от вектора напряжения се-
ти на угол б=л, определяется из (4-7) и (4-8) и равно:
t —if 4 (б-ЗОУ
Г 50тмех
Для реальных значений tj = 5-5- 10 с, тмех = 0,6 0,9, = 0,33-5-
-г-0,57 с.
По мере увеличения скольжения доля тока, посылаемого двига-
телями к месту к. з., уменьшается, однако за это время успеет неселек-
173.
тивно сработать защита высшей ступени: питающего трансформатора
.или линии, что приведет к полному обесточению подстанции.
Из изложенного видно, что для обеспечения надежной работы син-
хронных двигателей и другой нагрузки, питающейся от подстанции
с синхронными' двигателями, желательно, чтобы все междуфазные ко-
роткие замыкания на линиях, отходящих от подстанции, при которых
-остаточное напряжение на шинах меньше 0,4—0,5 номинального, от-
Рис. 6-18. Схема ускорения максимально-токовой защиты
отходящих фидеров с использованием отсечки по напря-
жению.
ключались без выдержки времени. Практически это сводится к необхо-
димости оснащения быстродействующими защитами всех нереактиро-
ванных кабельных линий, отходящих от шин подстанции с синхронными,
двигателями. Только в этом случае можно обеспечить надежное и се-
лективное действие защиты сети, если имеет место указанное выше со-
отношение S-Кдв и хс-
Выполнение быстродействующих защит нереактированных кабель-
ных линий сопряжено с большими затруднениями. Решение этого во-
проса возмЬжно, если применять на таких линиях продольные диффе-
ренциальные зашиты с токовыми реле или защиты типа ДЗЛ, посколь-
ку длина кабельных линий 6—10 кВ, как правило, не превышает не-
474
скольких километров. Однако такое решение дорого, требует прокладки
специального контрольного кабеля и применяется только в особо ответ-
ственных случаях.
При параллельных кабельных линиях могут применяться попереч-
ные дифференциальные защиты. Область применения таких защит
ограничена по конструктивным соображениям (необходимо устанавли-
вать трансформаторы тока на параллельных кабелях, подключенных
jk шинам через один выключатель) и из-за мертвой зоны, величина ко-
торой может оказаться недопустимой.
Быстродействующую защиту нереактированных кабельных линий,
особенно одиночных, в ряде случаев возможно сравнительно просто
осуществить с помощью отсечки по напряжению, отстроенной от паде-
ния напряжения в сопротивлении кабеля за счет протекания тока кО-
роткого замыкания. Защита выполняется централизованной — один
комплект на подстанцию (рис. 6-18)—и действует на ускорение ма-
ксимальных токовых защит линий при снижении напряжения на ши-
мах ниже критического, определяемого из (6-21).
Минимальная длина кабельной линии, при которой можно обеспе-
чить селективное действие такой защиты, определяется из условия
(индуктивным сопротивлением кабеля можно в первом приближении
пренебречь)
'откуда
/ьаб __<
ГЩлех
k* Xd
Ааб.мин __ Т^н^мех
Я
часто применяемых кабелей с алюминиевыми
где 1«аб — длина кабельной линии, м; q—сечение жилы кабеля, M2-!tfqr
-у— удельная проводимость жилы кабеля, 1/Ом-м. JJ$ *
Для наиболее
~г= 35-106 —
Ом-м
Лгаб.мин 202£^1.
я
К.З
(632)
здесь 17кр — критическое напряжение, отн. ед., определяется из (6-23) ;
(7Н — номинальное линейное напряжение, кВ; IVJS — ток короткого замы-
кания, кА.
. На рис. 6-19 приведены кривые зависимости /к.мин/<7 от тока корот-
кого замыкания для напряжения 6 кВ. Из приведенных кривых видно,
что при (А;Р=0,3 и 7к.в=15 кА минимальная длина кабельной линии,
при которой возможна селективная быстродействующая отсечка по на-
пряжению, равна для сечения жилы кабеля 150 мм2 (150-10-6 м2)
400 м. При токе к. з. 20 кА эта длина уменьшается до 300 м.
В ряде случаев для ускорения действия защиты применяют несе-
.лективное отключение линии с последующим АПВ; при этом предпо-
лагается, что одновременно с поврежденным элементом отключается
питающая линия, которая повторно включается устройством АПВ.
175
Рис. 6-19. Кривые зависимости-------
от тока короткого замыкания в сети
6 кВ алюминия у = 35 м/(Ом-мм2).
В случае, если повреждение про-
изошло в кабеле питающей линии,
после АПВ эта линия тут же отклю-
чается. Такое действие защиты реко-
мендуется ПУЭ и является эффектив-
ным, когда число ступеней не превы-
шает двух, т. е. когда подстанция, пи-
тающаяся от главной подстанции, яв-
ляется тупиковой. При большем числе
ступеней такое действие защиты и
автоматики малоэффективно.
Зона действия неселективной от-
сечки определяется из условия, чтобы
остаточное напряжение на шинах при
коротком замыкании на границе сра-
батывания защиты было не ниже кри-
тического, при котором синхронные
двигатели могут сохранить устойчи-
вую работу [Л. 46, 47].
Если обозначить через Uc номи-
нальное напряжение на шинах под-
станции, В; Хс.мин — индуктивное со-
противление системы до шин под-
станции в минимальном режиме, Ом, то ток срабатывания неселектив-
ной отсечки определится из выражения
V,
Н.С.СТС
Е' Зхсмин(1 -j- k^p)^
где Лн=1,05—1,1—коэффициент надежности; /г1ф— коэффициент, зави-
сящий от-критического напряжения:
При
Г/кр=0,6 Лкр=1,5;
Егкр==0>5 йдр=1,0;
^=0,4 /гкр=0,67.
Недостатком неселективной отсечки является возможность полной
потери питания при отказе АПВ. В этом случае вместо одного повреж-
денного элемента отключается вся подстанция. Неселективную отсечку
также нежелательно использовать на линиях, питающих подстанции
с синхронными двигателями.
Ускорение максимальной токовой защиты нереактированной ка-
бельной линии можно осуществить, используя информацию с приемного
конца этой линии, а именно: при коротком замыкании в линии на прием-
ном конце (при одностороннем питании) тока не будет либо будет за счет
подпитки короткого замыкания синхронными и асинхронными двига-
телями приемной подстанции. Если от этого тока можно отстроиться,
то при срабатывании защиты на питающем конце и недействии защиты
приемного конца контакты реле времени шунтируются и защита рабо-
176
S-tunB
Рис. 6-20. Ускорение максимально-токовой защиты
кабельной линии 6—10 кВ по току приемного
конца.
тает без выдержки времени
(рис. 6-20). При коротком
замыкании на следующей
подстанции ток на прием-
ном конце будет таким же,
как и на питающем конце.
Токовые реле на приемном
конце сработают, и защита
ла питающем конце будет
работать с выдержкой [вре-
мени, чем обеспечится селек-
тивность. Основным недо-
статком такого ускорения
является необходимость
специального контрольного
•кабеля для передачи инфор-
мации с приемного конца на
^передающий. В [Л. 29] пред-
лагается использовать вы-
сокочастотный канал для
передачи информации с при-
емного конца на передаю-
щий. Однако в приведенных
конкретных решениях высо-
кочастотный канал органи-
зуется по контрольному или
телефонному кабелю. Ис-
пользование высокочастот-
ных каналов по силовому кабелю или его броне вызывает серьезные
затруднения из-за большого затухания сигнала.
Всесоюзный научно-исследовательский институт релестроения раз-
работал односистемную дистанционную защиту на полупроводниковых
приборах для линий 6—20 кВ (Л. 41]. Однако по своим параметрам эта
защита не может обеспечить селективное отключение к. з. без выдерж-
ки времени на коротких кабельных линиях, так как быстродействую-
щая ступень выполнена токовой. Для повышения быстродействия. за-
щит можно использовать все перечисленные способы, а именно: про-
дольные дифзащиты и ускорение защиты питающего конца за счет
информации с приемного конца для коротких кабельных линий, отсеч-
ки по напряжению для более длинных линий (больше 0,5 км) и др.
Требование быстрого, без выдержки времени, отключения корот-
ких замыканий в равной степени важно и для питающей сети НО —
220 кВ. При коротком замыканий вблизи шин на ВЛ НО—220 кВ и
отключении ее с выдержкой времени синхронные двигатели, питающие-
ся от этой подстанции, успевают выйти из синхронизма. После отклю-
чения короткого замыкания часть синхронных двигателей, а именно
наиболее загруженные, отключаются своими защитами от асинхронного
режима. При неблагоприятных условиях, если в момент отключения
поврежденной линии э. д. с. двигателей будет в противофазе к напря-
жению сети, при достаточно большой мощности этих двигателей ток
в питающей линии и питающем трансформаторе может быть больше
тока к. з. от системы, что может привести к отключению трансформато-
ра и обесточен-ию всей подстанции.
177
Из изложенного видно, что требования к защите сети, по которой
осуществляется питание синхронных двигателей, близки к требовани-
ям, предъявляемым по условиям устойчивости к защитам межсистем-
ных и внутрисистемных связей.
6) Сетевая автоматика
При отключении питания и работы устройств автоматики АПВ или
АВР происходит несинхронное включение синхронных двигателей. До-
пустимость такого включения по условию предотвращения повреждения
двигателей при несинхронном включении определяется соотношениями
(4-35), (4-36) и (4-37). Однако и в тех случаях, где такое включение
допустимо, оно может привести к необходимости загрубления токовых
защит как самих двигателей, так и питающей сети, поскольку ток не-
синхронного включения, как правило, значительно превышает пусковой
ток. Кроме того, при несинхронном включении возбужденного двига-
теля вероятность успешной ресинхронизации значительно меньше, чем
двигателя с предварительно снятым возбуждением. Снятие возбужде-
ния с синхронных двигателей или их отключение обязательно, когда эти
двигатели питаются от упрощенных подстанций (УПС) без выключате-
лей на стороне высшего напряжения. На таких подстанциях отключе-
ние синхронных двигателей или снятие возбуждения при потере пита-
ния необходимо, независимо от того, допускают эти двигатели несин-
хронное включение или нет, так как в противном случае эти двигатели
будут поддерживать ток в месте повреждения в бестоковую паузу, что
приведет к отказу отключения отделителя поврежденного присоедине-
ния, неуспешному АПВ и потере питания всех подстанций, подключен-
ных к этой линии. Таким образом, для предотвращения несинхронного
включения, улучшения условия ресинхронизации при АПВ и АВР,
а также для надежной работы устройств релейной защиты и автома-
тики на линии с ответвлениями и упрощенными подстанциями необхо-
дима достоверная информация об отключении питающего источника.
Весьма важным является то, что эта информация должна быть полу-
чена достаточно быстро для отключения синхронных двигателей или их
развоЗбуждения до срабатывания устройства АПВ. Такая информация
может быть получена двумя принципиально различными способами:
1. За счет обмена информацией между питающей подстанцией и
приемными подстанциями, где имеются синхронные двигатели с исполь-
зованием для этой цели радиоканалов (УКВ), высокочастотных или
проводных каналов связи.
2. За счет локальной информации с использованием изменения на-
пряжения, тока, фазы тока, частоты, скорости изменения частоты и др.
Первый способ получения телеинформации более сложный и доро-
гой, в настоящее время нет апробированных решений по этому способу,,
пригодных для практического применения.
По второму способу для выявления потери питания наиболее при-
годны устройства, реагирующие на снижение частоты с соответствую-
щими блокировками, предотвращающими работы этих устройств при
общих снижениях частоты в энергосистеме. Использование для этой
цели минимальной защиты напряжения не представляется возможным,
поскольку на выводах выбегающих синхронных двигателей довольно
длительно (5—20 с) сохраняется достаточно высокий уровень напря-
жения. Кроме того, такая защита должна быть отстроена по времени
178
от максимальных токовых защит, поскольку она не должна работать.
АГ
PH
V
Рис. 6-21. Форсировка Юр''’
пряжения на реле частей |
юов шнй
PH
при коротких замыканиях.
Фактор снижения частоты без каких-либо дополнительных блоки-
ровок может быть использован для отключения синхронных двигате-
лей малоответственных механизмов, подлежащих отключению при ча-
стотной разгрузке энергосистемы (АЧР).
Уставки минимальной защиты частоты
для отключения синхронных двигателей мало-
ответственных механизмов принимаются по ча-
стоте 47—48 Гц, по времени 0,3—0,5 с. Выпол-
нять минимальную защиту частоты с действи-
ем на отключение без выдержки времени не
следует, поскольку такая защита может лож-
но сработать при коротком замыкании вблизи
шин на линии, отходящей от шин питающей
подстанции НО—220 кВ. Если допускать, что
время отключения короткого замыкания впер-
вой зоне составляет 0,2 с, и результирующая
постоянная инерции двигателей, подключен-
ных к стороне 6—10 кВ трансформатора, питающегося от этой же под
станции, —т3/тМех равна 5 с, то снижение частоты будет:
т. е. при уставке минимальной защиты частоты
/уставом—А/=50—2=48 Гц
защита может работать ложно при коротких замыканиях. По этой при-
чине такую защиту следует обязательно выполнять с временем 0,3—
0,5 с. Очевидно, что при коротком замыкании на шинах 6—10 кВ за-
щита не придет в действие, поскольку при близких к этим шинам к. з./-
напряжение будет равно нулю, и реле частоты не будут работать.
Чебоксарский электроаппаратный завод выпускает в настоящее
время полупроводниковое реле типа РЧ-1. Указанное реле работает-
четко при снижении напряжения до 0,2 UB.
Для обеспечения надежной работы электромеханических реле ча-
стоты при пониженном напряжении, которое может иметь место после
отключения питания, необходимо предусмотреть форсировку напряже-
ния на реле частоты [Л. 22]. Форсировка напряжения на реле частоты
выполняется с помощью автотрансформатора с коэффициентом транс-
формации 100/200 В и реле напряжения типа РН-54/160. Реле частоты
подключается к обмотке 200 В автотрансформатора через добавочный
резистор, сопротивление которого определяется из выражения
Ядоб=4z’P — л2р — /?Р, (6-33)
где 7?р, хр и zp—активное, реактивное и полное сопротивления реле
частоты.
Для реле частоты типа ИВЧ-3 .₽ДОб= 1200 Ом. При снижении на-
пряжения на реле до 50 В размыкающие контакты реле напряжения
шунтируют резистор 7?доб. Схема форсировки напряжения на реле ча-
стоты приведена на рис. 6-21.
179-
Форсировка напряжения на реле частоты особенно необходима, ко-
гда минимальная защита частоты используется для отключения или
развозбуждения синхронных двигателей, питающихся от упрощенных
подстанций. В этом случае и при пониженном напряжении ток подпит-
ки от синхронных двигателей поврежденного элемента может оказать-
.ся достаточным для отказа отключения
ИВЧ-3
РПЧ1
РПЧ2\
РПЧ1 PS4 Иа отключе-
11----1F5--^™'В1
РПЧ2 РВЧ Иа отключе-
-II—ьп—~"иевг
Рис. 6-22. Принципиальная схема защиты от потери
питания, реагирующей на снижение частоты секции,
сблокированная по частоте другой секции.
..а— схема внутренних соединений реле частоты ИВЧ-3; б —
схема защиты.
отделителя этого элемента.
Использование мини-
мальной защиты частоты
для выявления потери
питания синхронных дви-
гателей ответственных
механизмов не представ-
ляется возможным, по-
скольку в этом случае
возможно ложное отклю-
чение ответственных по-
требителей при общих
снижениях частоты в си-
стеме.
Для выявления поте-
ри питания на подстан-
ции с двумя независи-
мыми синхронно работа-
ющими источниками пи-
тания (два трансформа-
тора, два питающих вво-
да) может быть исполь-
зована защита от потери
питания, реагирующая на
снижение частоты секции
и контролирующая часто-
ту другой секции [Л 23].
В этом случае защита бу-
дет действовать только
при потере питания од-
ной секции. При общих
снижениях частоты сра-
батывают реле частоты
обеих секций и защита не
работает. Принципиаль-
ная схема такой защиты
от потери питания приве-
дена на рис. 6-22. В этой
схеме используется по
одному реле частоты на
каждой секции, которое
одновременно выполняет
функцию пускового и блокирующего органа. Для предотвращения ложной
работы цри «зависании» частоты в системе из-за разброса частоты сраба-
тывания реле в схеме предусмотрено автоматическое изменение уставки
реле частоты, выполняющего функцию блокирующего органа. Автома-
тическое изменение уставки блокирующего реле частоты достигается
ру/
«-
-®-|Г©"
р/м риг Рпчг
---II—II—
РПЧ2 PHi РПЧ1
---II-]|-тг-
РВЧ
6)
180
шунтированием части резистора, встроенного в реле частоты. На рис.
6-22,а приведена схема внутренних соединений реле типа ИВЧ-3. В за-
висимости от положения перемычки, шунтирующей резистор .R, кото-
рый подключен к выводам 5, 7 реле, частота срабатывания при неиз-
менной уставке меняется примерно на 2 Гц. Введенная часть резистора
.R в заводском исполнении имеет сопротивление около .260 Ом. При
уменьшении сопротивления введенной части резистора до 130—65 Ом
частота срабатывания при шунтировании выводов 5, 7 реле меняется
соответственно на 1,0—0,5 Гц.
Уставка реле частоты при снятой перемычке между выводами 5,
7 реле принимается 48—48,5 Гц. Введенная часть резистора .R должна
иметь сопротивление 130—65 Ом. После шунтирования этих контактов
частота срабатывания реле повышается до 49 Гц. Таким образом,
устройство для выявления потери питания будет работать при условии,
что частота на данной секции снизилась до 48—48,5 Гц, а на другой
секции напряжение нормальное, выше 0,7—0,817п и частота не ниже®К
49 Гц. Когда питание оперативных цепей устройства осуществляется: V
от отдельного автомата или если эти цепи питаются от автомата опе-Л/гд
ративных цепей секционного выключателя, можно выполнить схему*
с помощью одного реле времени РВЧ, как показано на рис. 6-22,6.
Уставка времени проскальзывающего контакта в этом случае прини-
мается такой же, как на упорном контакте. Защита от потери питания '•
действует на отключение синхронных двигателей малоответственных
механизмов, на снятие возбуждения с синхронных двигателей, подле-
жащих ресинхронизации, и может действовать на отключение выклю-
чателя ввода для запуска устройства АВР на включение секционного
масляного выключателя.
Такая схема весьма эффективна для ускорения запуска устройст-
ва АВР, поскольку в отличие от пуска по напряжению здесь нет не-
обходимости отстройки по времени от токовых защит. Однако при на-
личии частотного пуска устройства АВР пуск по напряжению должен
сохраниться, так как при трехфазном к. з. в питающем кабеле рел§
частоты не будет работать.
Основной недостаток приведенной схемы защиты от потери прта^
ния состоит в том, что она не работает при питании обеих секций :рт<
одного ввода, одного трансформатора или при питании двух трансфор-
маторов от одной линии.
Реле частоты в рассмотренной схеме должны также подключаться
через устройство форсировки напряжения, как на рис. 6-21.
Выявление потери питания локальными органами может быть осу-
ществлено с помощью устройства, реагирующего на снижение частоты,
и изменения направления активной мощности [Л. 24 и 38]. Такое
устройство будет работать при снижении частоты независимо от коли-
чества питающих источников при условии, что активная .мощность че-
рез питающую линию или трансформатор стала равной нулю или из-
менила направление. Устройство особенно эффективно для выявления
потери питания на упрощенных подстанциях, включенных на ответвле-
ниях от ВЛ, и может использоваться для быстрого прекращения подпит-
ки повреждения в бестоковую паузу синхронными двигателями, под-
ключенными к другим ответвлениям.
Схема устройства, приведенная на рис.-6-23, состоит из реле ча-
стоты РЧ, двух промежуточных реле РПЧ и РПМ, двух реле мощно-
сти 1PM, 2РМ и реле времени РВ.
181
На реле мощности с
M^'kUJv cos(<jpp+30°) (6-34)
подаются линейное напряжение и ток отстающей фазы, например
Ubc И Ic, Uca И 1а.
Учитывая,* что в симметричном трехфазном режиме угол между
Vbc и —1С, как и угол между Псо и —1а, равен <р—30°, подставляя
в (6-34) соответствующие напряжение и ток, получаем:
McV=kUI cos(<p—30°+30°) =ЛРакт.
Таким образом, в симметричном трехфазном режиме подключенные
реле мощности будут иметь положительный момент при направлении
активной мощности к шинам, нулевой — при отсутствии тока и отрица-
тельный момент — при направлении активной мощности от шин. По-
Рис. 6-23. Схема устройства для выявления потери питания, реагирую-
щая на снижение частоты и направление активной мощности.
скольку устройство не будет работать при снижениях частоты в энер-
госистеме, то уставку реле частоты можно принять 48—48,5 Гц. Реле
мощности подключаются таким образом, чтобы при направлении мощ-
ности от источника к потребителю контакты реле были замкнуты.. Для
облегчения режима работы контактов реле мощности и уменьшения на-
грузки на трансформаторы напряжения напряжение на обмотки реле
подается после снижения частоты. В устройстве предусмотрены два реле
мощности, так как при двухфазном к. з. за трансформатором с нечет-
ной группой соединения одно реле может работать неправильно
[Л. 25]. При нормальной частоте реле РПЧ обесточено и устройство не
работает.
При снижении частоты до уставки срабатывания реле РЧ сраба-
тывает реле РПЧ и подается напряжение на обмотки реле мощности.
Если срабатывание реле частоты обусловлено снижением частоты
в энергосистеме, контакты реле мощности замкнутся, сработает реле
РПМ, а реле времени, имеющее уставку 0,3—055 с, не сработает. Если
срабатывание реле частоты обусловлено потерей питания, контакты ре-
ле мощности останутся разомкнутыми и реле времени сработает.
)Время работы устройства состоит из времени снижения частоты дб
уставки срабатывания реле и выдержки реле времени.
182
(6-35)
Время снижения частоты в предположении неизменного механиче-
ского момента на валу, что вполне допустимо для начальной части вы-
бега, можно определить из выражения
t __ "чю , Щ
»ч — ——- ,—
^мех.пр /ном
где А/=/ном—fcpjp — разность номинальной частоты и частоты срабаты-
вания реле частоты.
Механическая постоянная времени агрегатов с синхронными двига-
телями мощностью 1000—12000 кВт составляет 4—15 с. Механический
момент на валу двигателей в долях от номинального — 0,9—0,6. При
уставке реле частоты 48,5 Гц, т. е. Af/fH<jM=0,03, время снижения ча-
стоты с момента потери питания до срабатывания реле будет:
0,03 = 0,14-^0,75 с.
В случае, если устройство действует на отключение синхронного-'
двигателя, фидера питающей подстанции с синхронными двигателям^,
питающего ввода или питающего трансформатора, полное время срабОА,
тывания устройства будет:
^з.п.п==^ч-Ь^р.в"Ь^м.в, (6-36)
где fp.B=0,3—0,5 с — уставка реле времени; tM.»=0,l с—время отклю-
чения масляного выключателя.
С учетом возможных значений t4 и fp.B время действия устройства
будет:
/з.п.п= (0,14-^0,75) + (0,3 :-0,5))+0,1=0,54 :-1,35 с.
Если устройство действует на развозбуждение синхронного двига-
теля, время действия устройства будет: 1
4.п.п==^ч-|-^р.в-(-^гаш, (6-37)
где tTam= (1 dR определяется из (3-5).
При использовании устройства для предотвращения подпитки по-
вреждения в бестоковую паузу синхронными двигателями неповреж-
денных ответвлений оно, -как правило, должно действовать на отключе-
ние, й время действия устройства определяется из (6-36).
Действие устройства на развозбуждение приводит к увеличению
времени ZaiT1T и снижению эффективности АПВ ВЛ. Кроме того, точное
определение величины 7гаш при наличии группы двигателей затрудни-
тельно, поскольку эта величина зависит от вида повреждения (одно-1
фазноцили 'мёждуфазное к. з.), отдаленности к. з. й нагрузки на шинах.
^Рассмотрим подробнее действие устройства для выявления потерн
питания применительно к упрощенным подстанциям.’ В этом случае
(рис. 6-24,а) отключение отделителя повреждённого ответвления долж-
но происходить после отключения подпитки синхронными двигателями
неповрежденных ответвлений. Выдержка реле времени на отключение
отделителя дблжна быть больше времени действия устройства''для вы-
явления, потери' питания-: ‘ ’
- ..... .. (6-38)
гдеД£=0,1с — время запаса.
В реальных условиях уставка времени на отключение отделителя
будет:
«р-в-ол = (0,54 -н1 ,35) +0,1=0,64 - - 1,45 с.
Уставка времени реле АПВ питающей ВЛ выбирается в предполо-
жении, что защита отключила ВЛ до включения короткозамыкателя:
^а.п.в—£вкл.к.з +^р.в.од"4_^оТ1;л.од> (6-39)
где <вкл.к.8=0,4 с — собственное время включения короткозамыкателя;
^ОТКЛ.ОД==0,7 с — собственное время отключения отделителя.
Численно время АПВ будет:
<а.п.в=0,4+(0,64^-1,45) +0,7=1,74^-2,55 с.
Рис. 6-24. Принципиальные схемы отключения отделителя.
а — при постоянном оперативном токе, контакты РТБ и н цепи катушки реле времени: б —при по-
стоянном оперативном токе, контакты РТБ в цепи реле отключения отделителя: в — при перемен-
ном оперативном токе; г — при переменном оперативном токе без реле времени.
Даже если нейтрали трансформаторов УПС не заземлены, то при
однофазном замыкании на стороне высшего напряжения трансформато-
ра на фазе, где не установлен короткозамыкатель, синхронные двйга-
тели, подключенные к другим ответвлениям, будут питать двойное за-
мыкание на землю, ток которого может оказаться больше тока возврата
реле блокировки РТБ, включенного в цепь короткозамыкателя для фик-
сации бестоковой паузы. В этом случае отсчет времени на отключение
отделителя начинается не после отключения питающей ВЛ, а после от-
ключения подпитки от синхронных двигателей, неповрежденных ответ-
влений, т. е. после возврата реле РТБ. Для предотвращения действия
АПВ до отключения отделителя поврежденного ответвления уставка
реле времени устройства АПВ должна быть увеличена на величину
^алл—^вкл.к.в,
184
т. е.
'^а.п.в — А.п.в~Ь 1з.п.п £вкл.к.з- (6-40)
Если запуск реле времени на отключение отделителя осуществить
непосредственно после включения короткозамыкателя вне зависимости
от протекания тока через реле РТБ, а размыкающие контакты реле
РТБ включить последовательно с контактами реле времени на отклю-
чение отделителя (рис. 6-24,6), то уставку времени реле АПВ можно
определить по (6-39).
Из (6-38) видно» что уставка реле времени на отключение отдели-
теля может достичь 1,5 с. При выполнении защиты на переменном опе-
ративном токе с использованием энергии предварительно заряженных
конденсаторов получить такую выдержку времени не представляется
возможным. В этом случае используется реле времени переменного тока
типа ЭВ-225, работающее на замыкание контактов с выдержкой при
снятии напряжения с катушки (рис. 6-24,в). Катушка этого реле пита-
ется от шинок управления, для которых предусмотрено АВР при потере
питания через размыкающиеся блок-контакты короткозамыкателя. При
включении короткозамыкателя реле времени теряет питание и с вы-
держкой времени замыкает цепь на отключение отделителя, который
отключается от энергии предварительно заряженных конденсаторов.
Для предотвращения отключения отделителя при обрыве в цепи катуш-
ки реле времени РВ цепь отключения отделителя выполнена из после-
довательно включенных контактов реле времени, замыкающих блок-
контактов короткозамыкателя и размыкающих контактов токового реле
РТБ, включенного в цепь короткозамыкателя. Кроме того, для повыше-
ния надежности в цепь на отключение отделителя включены размыкаю-
щие контакты трехфазного токового реле РТБ1 типа РТ-40/Р-5, вклю-
ченного в цепь силового трансформатора. При питании реле трехфаз-
ным симметричным током и минимальной уставке 325 мА ток срабаты-
вания этого реле будет 325-2/]/7=246 мА, а ток возврата — 246-0,75=
=185 мА, т. е. реле РТБ1 даст разрешение на отключение отделителя
после снижения вторичного тока до 0,185 А. При отключении отделите-
ля по схеме, приведенной на рис. 6-24,в, уставка времени реле АПВ
определяется по (6-39).
Использование трехфазного токового реле типа РТ-40/Р-5 для выяв-
ления отсутствия тока позволяет отказаться от дополнительной выдерж-
ки времени на отключение отделителя в случае, когда первичный ток
возврата этого реле не превышает допустимый ток отключения отдели-
теля, т. е. 12—13 А. Для этого необходимо, чтобы коэффициент транс-
формации трансформаторов тока, к которым присоединено реле
РТ-40/Р-5, не превышал 300/5 при соединении трансформаторов тока
в звезду и 600/5 при соединении трансформаторов тока в треугольник.
В этом случае выдержка времени на отключение отделителя необходи-
ма только для перекрытия разновременности замыкания блоюконтак-
тов короткозамыкателя и его силовых контактов, и при использовании
переменного оперативного тока схему на отключение отделителя можно
выполнить без специального реле времени, как показано на рис. 6-24,а.
Если ВЛ имеет двустороннее питание, то уставка времени реле
АПВ, определенная по (6-39) или (6-40), справедлива для той стороны,
где время действия защиты больше. Для другой стороны уставку вре-
мени реле АПВ следует увеличить на разность времени действия защи-
ты обеих сторон ВЛ. И в этой схеме реле частоты необходимо подклю-
чить через устройство форсировки напряжения (рис. 6-21).
13—801 185
в) Ресинхронизация синхронных двигателей
Как указывалось выше, устройства, выявляющие потери питания,
должны действовать на отключение малоответственных синхронных дви-
гателей, питающего ввода или трансформатора и ресинхронизацию от-
ветственных синхронных двигателей.
рпо
РБМ
1РП
BtoBaZ
С другой
'секции .
Из схены
Jiftoial
1РН 2РН
тпг
РЛВ-5В
fPH 2РН 1^
РП
РВ
РПФ
1Г
Г 1рп~
tzic:
РПФ
—1Г~
ЛУ
РВ
РЕМ
ТГ
РПФ 1РПФ 1РП07РПФ
И 1РПФ№П02И^
ir~ir~ir~;
УГ
Рис. 6-25. Принципиальные схемы АПВ шин и АВР секционного выключателя.
в — АПВ шин РПО (к. з.) — реле положения «отключено» — короткозамыкателя: PH — реле кон-
троля наличия напряжения на ВЛ. В схеме используются либо контакты РПО (к. з.)» либо кон-
такты РН-, 1РН- 2РН — реле, контролирующие отсутствие встречного напряжения на шинах; б —
АВР секционного выключателя: 2РПФ— контакты двухпозиционного реле замыкаются при сраба-
тывании защит от внутренних повреждений трансформатора, второй ступени максимально-токовой
защиты, минимальной защиты напряжения и минимальной защиты частоты (защиты от потерн
питания). Последняя защита действует на 2РПФ через накладку, которая снимается при работе
одного трансформатора.
186
Применительно к упрощенным подстанциям устройство, выявляю-
щее потери питания, должно, как правило, действовать на отключение
выключателя стороны низшего напряжения трансформатора.
Одновременно с отключением трансформатора срабатывают устрой-
ства для выявления потери питания, установленные на цеховых под-
станциях, которые снимают возбуждение с синхронных двигателей от-
ветственных механизмов, отключают двигатели менее ответственных ме-.
ханизмов и отключают ввод, питающий секцию, потерявшую питание^
Восстановление питания секции главной понизительной подстанций
(ГПП) осуществляется с помощью устройства АПВ шин, которое сра-
батывает при условии успешного АПВ ВЛ и отсутствии встречного
напряжения от синхронных двигателей либо с помощью устройства
АВР, которое включает секционный выключатель при наличии питания
на другой секции и отсутствии напряжения на отключенной секций.
Схемы восстановления питания с помощью АПВ шин или АВР сек-
ционного выключателя приведены на рис. 6-25.
Схема АПВ (рис. 6-25,а) запускается по цепи «несоответствия» по-.,
ложения выключателя и ключа управления, для чего'используются кое-<
такты реле положения «отключено» 1РП0 и контакты реле 1РПФ£ь
В цепи запуска АПВ включены также контакты реле положения «от»;
ключено» РП (к. з.) короткозамыкателя, указывающие, что короткозадж
мыкатель не включился. Следует иметь в виду, что при наличии трансит
форматора напряжения на стороне высшего напряжения силовогби
трансформатора либо трансформатора напряжения или трансформатору
собственных нужд, подключенного к стороне 6—10 кВ силового транс-!:,
форматора до выключателя, вместо контактов реле положения корот-
жозамыкателя РП (к. з.) лучше использовать контакты реле напряже-
ния РП (показано пунктиром), обмотка которого подключена к одному С'
из этих трансформаторов напряжения или к трансформатору собствещ
ных нужд. В последнем случае информация о наличии напряжения
трансформаторе более достоверная. Уставку реле напряжения PH можУ
но принять 0,8t7ri. При использовании для контроля наличия напряжУ,
ния на трансформаторе реле PH уставка времени АПВ на реле 11Ж
может быть сведена к минимуму (0,5 с). При использовании же дЙЙ
этой цели реле положения короткозамыкателя РПО (к. з.) это вреда
должно быть больше разности времени второй и первой ступеней ма.К?
симальной токовой защиты, т. е. примерно 1 с. Такое время необходимо
для предотвращения действия АПВ при к. з. на стороне низкого напряг
жения силового трансформатора между трансформаторами тока и вы-
ключателем (т. е. вне зоны дифзащиты). Запрет АПВ осуществляется
контактами специально устанавливаемого для этой цели двухпозицион-
ного реле 2РПФ, которое срабатывает при действии защит от внутрен-
них повреждений, а также минимальной защиты напряжения и мини-
мальной защиты частоты. Минимальная защита частоты (защита от по-
тери питания) подключается к реле 2РПФ через накладку, которая
снимается при работе одного трансформатора, а также при работе двух
трансформаторов, когда из-за большой загруженности этих трансфор-
маторов действие устройства АПВ предпочтительнее, чем АВР. Уставка
времени минимальной защиты напряжения, действующая на отключе-
ние выключателя 6—10 кВ силового трансформатора (для запуска -
УАВР), принимается больше врёмени действия цикла АПВ. Показан-
ное на схеме реле РБМ используется для блокировки от многократных
включений.
13* 187
Для запуска устройства АВР (рис. 6—25,6), помимо контактов ре-
ле 1РПО и 1РПФ, указывающих на несоответствие положения ключа
управления и масляного выключателя, используются контакты реле
2РПФ, которые будут замкнуты при работе защит от внутренних по-
вреждений и при потере питания, а также контакты реле РПФ, указы-
вающие, что секционный выключатель был отключен. Запрет АВР пре-
дусматривается от замыкающихся контактов реле РПФ, которые зам-
кнуты при включенном положении секционного выключателя, а также
от контактов выходных реле АПВ (реле 1РП). Такой запрет необхо-
дим для предотвращения действия АВР в случае неуспешного АПВ из-
за включения на к. з.
Рис. 6-26. Принципиальная схема автоматического включения сек-
ционного выключателя цеховой подстанции с контролем встречного
напряжения.
Особенность этих схем заключается в том, что как для АПВ, так
и для АВР используется реле повторного включения типа РПВ-58. Кон-
троль встречного напряжения осуществляется включением контак-
тов реле напряжения последовательно с контактами реле време-
ни. При таком включении контактов реле напряжения выдержка време-
ни реле АПВ может быть принята минимальной — 0,5 с. Такое время
необходимо для предотвращения включения при недопустимой величине
встречного напряжения, которое может иметь место, если трансформа-
тор будет отключен дифзащитой из-за трехфазного к. з. на стороне
низшего напряжения. После отключения трансформатора на двигате-
лях начнется процесс восстановления напряжения. При этом сразу же
после отключения выключателя трансформатора напряжение может
оказаться достаточно низким для разрешения действия устройства АВР,
а за время включения выключателя оно может возрасти до опасной
величины. Время 0,5 с, как правило, больше переходной постоянной
времени x'd- За такое время напряжение повысится от 0 до 0,7(7Г„ и
если возбуждение с двигателей не снято, включение секционного вы-
ключателя не произойдет. Такая дополнительная предосторожность це-
лесообразна для устройства АВР секционного выключателя на ГПП,
поскольку при включении большого количества двигателей может ока-
заться, что некоторые из них не допускают ’несинхронного включения
без предварительного снятия возбуждения. Кроме того, включение сек-
ционного выключателя на группу возбужденных двигателей может при-
вести к его отключению защитой.
188
Восстановление питания отключившейся секции цеховой подстан-
ции осуществляется также устройством АВР секционного выключателя
с контролем встречного напряжения. В этом случае можно использовать
обычное устройство АВР с реле РБ, обеспечивающее однократность
действия (рис. 6-26). Для предотвращения включения на встречное на-
пряжение блок-контакты выключателя' ввоЛа шунтируются замыкаю-
щими контактами реле напряжения, включенными последовательно
с замыкающими контактами промежуточного реле РП, катушка которо-
го включена параллельно катушке реле РБ [Л. 45].
Цепь на включение секционного выключателя реализуется размы-
кающими контактами реле РП и замыкающими контактами реле РБ.
В данной схеме не предусматривается выдержка времени на АВР, по-
скольку количество двигателей, питающихся от цеховой подстанции,, как
правило, меньше, чем от ГПП, кроме того, при к. з. в трансформатй|й
на шинах цеховой подстанции сохранится напряжение за счет паденД?
напряжения от тока к. з. двигателей в сопротивлении кабеля, и поД)
отключения к. з. восстановление напряжения на выводах двигателей ,' I
дет происходить значительно быстрее. ,:>»>
Величина допустимого встречного напряжения определяется
(4-38). Ток в двигателе при включении на встречное напряжение, опрё-
деляемый из (4-38), не 'представляет опасности для целости машинЙ,
однако величина этого тока может быть достаточно большой, чтббЙ
вызвать ложное отключение двигателей или питающих элементов сеФЙ!
Для предотвращения ложной работы защиты двигателей (в первую
очередь токовых отсечек) и питающих элементов сети необходимо, ч1^
бы величина тока при АПВ или АВР с учетом встречного напряжения
не превышала тока прямого пуска от полного напряжения сети, т.1 Д'
j ._______________________ 1,05 1,05
^.\ хр ’ м
хх I
откуда
пр.пуска
xd
(6Й1)
Если двигатели питаются непосредственно от шин без реактора и
пусковые реакторы (там, где такие имеются) на время действия АВР
Не вводятся, х"р=х", и допустимое встречное напряжение будет:
Пост< 1,05-%-. (6-41а)
Xv
Включение возбуждения после действия АВР происходит автомати-
чески, поскольку после восстановления питания срабатывает реле
управления пуском РПТ или РКС (см. рис. 3-7, 3-10 и 3-12).
Приведенные схемы защиты и автоматики двигателей составлены
в предположении, что оперативные цепи питаются от аккумуляторной
батареи. В большинстве случаев для этой цёли могут с успехом исполь-
зоваться блоки питания БПТ, БПН, УЗ-401 (Л. 46], питающиеся от из-
мерительных трансформаторов тока, трансформаторов напряжения или
трансформаторов собственного расхода. Затруднения с использованием
этих устройств возникают, когда подстанция, откуда питается двига-
тель, имеет (или может иметь) один источник питания, а по схеме
189
требуется отключение возбуждения при потере питания для предотвра-
щения несинхронного включения и обеспечения ресинхронизации. Ис-
пользование энергии предварительно заряженных конденсаторов для
отключения контактора возбуждения синхронного двигателя затрудни-
тельно, так как ток отключения этих контакторов при напряжении опе-
ративного постоянного тока 220 В превышает 6 А.
Типовых работ по использованию блоков питания для защиты и
автоматики крупных синхронных двигателей в настоящее время не
имеется.
Рассмотренные выше устройства автоматики при правильном их
применении могут обеспечить надежную и бесперебойную работу про-
мышленных предприятий в аварийных ситуациях, в том числе и само-
запуск синхронных электродвигателей ответственных механизмов.
В заключение еще раз обратим внимание на основные принципы по-
строения схем автоматики двухтрансформаторных подстанций и требо-
вания к устройствам защиты и автоматики по обеспечению самозапуска
и ресинхронизации синхронных двигателей после кратковременных пе-
рерывов питания.
1. Устройство АВР должно работать только при внутренних повреж-
дениях в трансформаторе или при потере питания (отключение питаю-
щей линии) с обязательным контролем встречного напряжения для
предотвращения несинхронного включения синхронных электродви-
гателей.
2. Во всех остальных случаях отключения трансформатора (от МТЗ,
ДЗШ и др.) должно работать устройство АПВ шин.
Такое разграничение действия устройств АПВ и АВР обусловлено
тем, что при включении секционного выключателя на короткое замыка-
ние имеется опасность отключения второго трансформатора и полного
обесточения потребителя. Отключение второго трансформатора может
произойти из-за отказа защиты секционного выключателя или из-за не-
исправности самого выключателя.
Для реализации изложенных принципов действия устройств АПВ
и АВР в схеме защиты трансформатора должно быть специальное реле,
запоминающее работу зашит от внутренних повреждений и потери пи-
тания (в схеме рис. 6-25,6 реле 2РПФ). К сожалению, в типовых схемах
защиты трансформаторов такое реле не предусматривается. В типовых
схемах АВР также не предусматривается контроль встречного напря-
жения, необходимость которого очевидна и обязательна не только для
подстанций с синхронными электродвигателями, но также и для под-
станций с асинхронными двигателями [Л. 21]. Можно надеяться, что
при ближайшем пересмотре этих схем, необходимость в котором давно
назрела, эти замечания будут учтены.
3. Для предотвращенйя выпадения синхронных двигателей из син-
хронизма при кратковременных перерывах питания, обусловленных ко-
роткими замыканиями на смежных элементах сети, необходимо, чтобы
все короткие замыкания, при которых остаточное напряжение на шинах
ниже 0,4—0,5СД,, отключались без выдержки времени.
Выполнение этого требования является наиболее действенным сред-
ством предотвращения выпадения синхронных двигателей из синхрониз-
ма и обеспечения непрерывной работы агрегатов с такими двигателями.
При отсутствии быстродействующих защит ца нереактированных
кабельных линиях 6—10 кВ самозапуск синхронных двигателей после
кратковременного перерыва питания, обусловленного коротким замы-
190
канием, может быть обеспечен, если выполнить специальную защи
работы в асинхронном режиме с действием на ресинхронизацию,
на выявление асинхронного режима, снятие возбуждения и повт<
его включение после достижения двигателем подсинхронной час
вращения. Примеры таких схем приведены на рис. 6-9 и 6-10» 1
схемы достаточно сложны как в информационной части, так ц в ,
ческой, а их эффективность ниже, чем эффективность быстроД^йсч
щих защит. Ж>'
4. Для обеспечения самозапуска и ресинхронизации синяЬо
двигателей после кратковременных перерывов питания, происже;
из-за отключения питающего источника и действия устройства АЙ1
АВР, необходимо достаточно быстро выявлять потери йп
(см. рис. 6-22, 6-23) и снять с двигателей возбуждение и при не<
днмости предусмотреть их разгрузку. Схемы АПВ и АВР должны
выполнены таким образом, чтобы включение произошло после толгр
э. д. с. двигателей снизится до величины, при которой токи и МОМ
включения не представляют опасности для машины (см. рис. 6-25^'€
Включение возбуждения при этом происходит автоматичёСЩ
счет действия схемы пусковой автоматики.
Выполнение комплекса мероприятий по обеспечению падежн©!
боты агрегатов и' электроустановок с синхронными двигателями тйн
ся весомым вкладом в повышение эффективности производству.
ГЛАВА СЕДЬМАЯ
ОПРЕДЕЛЕНИЕ ПАРАМЕТРОВ СИНХРОННЫХ ЭЛЕКТРОДВИГАТЕЛ
7-1. ОПРЕДЕЛЕНИЕ ПАРАМЕТРОВ СИНХРОННЫХ ДВИГАТЕЛЕЙ
ПО КАТАЛОЖНЫМ ДАННЫМ (’
В каталогах на синхронные электродвигатели приводятся £пе.
щие величины:
UB—номинальное напряжение (междуфазное), кВ; 1В—номиг
ный ток, А; Рв— номинальная мощность, кВт; SE—номинальная .^
щаяся мощность, кВ-A; cos<pH—номинальный коэффициент М(адН(
т]н—к. п. д. при номинальных нагрузке и параметрах; .—
« <2 -С;
кратность тока в долях номинального при пуске от шин бес$рне
мощности с напряжением UB; = tn^xar) —кратность среднего
чения асинхронного момента при пуске (пусковой момент) в Доля*
минального момента, определяемого по номинальной мощности,
= лгВх(кат) •— кратность среднего значения асинхронного мом<
при скольжении s=0,05 (входной момент) в долях номинального
мента, определяемого по Рв; -^акс ~ тс.м.к —кратность максимал
го момента в синхронном режиме при номинальном напряжении и
минальном возбуждении (статическая перегружаемость) в долях н<
нального момента, определяемого по Рв; пв — номинальная, синхро!
частота вращения, об/мин.
А,(кВт). (7-1)
Номинальный момент, Н-м, определяется расчетным путем из вы-
ражения
Р„___ Рн(Вт) _ Рн(кВт)-30-1000 _ 9550
н. кат— п
30
Номинальный момент, кг-м, будет:
М,.кат=-- ^Рн(кВт). (7-1а)
Величины, приведенные в каталоге, связаны между собой следую-
щими зависимостями:
= (7-2)
PH=SHcos<pHi]H. (7-3)
В настоящей книге за базисную единицу мощности принято не Рв,
а 5ц, соответственно за базисную единицу момента принята величина
7Инб = М, = — S„, (7-4)
па
поэтому при использовании каталожных данных для подстановки в рас-
четные формулы их необходимо привести к базисным условиям. Напри-
мер,
Р
тп.б =тп=тп(кат) = т„(кат) cos тп(кат) cos <рн; (7-5)
р
тс.м.б = mcM = V-=mc.M.K cos =5= mc.M.K cos <рн. (7-6)
Получаемые в результате расчетов энергетические величины (мощ-
ность, момент) в относительных единицах для их сопоставления с но-
минальными параметрами необходимо перемножить на коэффициент
Sh/Л,
а) Сверхпереходное индуктивное сопротивление
Полное сопротивление двигателя при пуске
" ин
7 —- ---2--•
i/oi •
г °*пуск
2 = 4 4 = J_
й V 3/пуск /пуск 41
Активное сопротивление двигателя при пуске
т — __Рц __ COS 1рп j
— 1Л57 г z — M’S уп,
откуда cos ~Ф?
'п
(7-7)
(7-8)
^зад,
(7-9)
'п ‘п 1 п ' п
<=^;Sinyn=-i-|/1 - 1 - (mn(Ka-^°sy^2 (7-ю)
192
Сопротивления здв, гдв и хдв при любых других скольжениях, отлич-
ных от единицы, могут быть определены по следующим формулам:
(7-11)
(7-12)
—7^j-;
ГдВ(л) = Wa(S)_,n^S)кат COS у,; .
IKs)
P(S)
•*-«b(s)----
1 __ lma(s)кат cosy,,]2
P(s)
б) Синхронное индуктивное сопротивление Ха и ОКЗ
На основании (1-41) и (7-6) можем написать для неявнополюсной-Ч
машины, работающей с номинальным током возбуждения и номиналь-;’
ным напряжением: ।
тс.н = sin 8Н = mc.w sin SK = mc.m.ktjh cos <pH sin SH = -/jH cos <pH, (7-14|J
откуда
Sin8H=2^%L__L_;
mc.M mC.M.K
cos 8H = Кm2c. M — (Чн cos yH)2 = —-— Vmsc. M. K — 1.
*' ,nc.M-K
Cik(s)
(7-13)
При UK
— Шс.м — Шс.м.к*3н cos
На основании (1-49) можем написать:
QH =------cos gH Ц. Д — Sin ¥и,
Xd Xd
При [7H= 1, подставляя в (7-17) выражение для cos<pH
и учитывая (7-16), получаем:
4—-Sin¥H + 4HCos¥H)/^c.M.I( — 1;
~= — sin + К/П^.м —4JhCOS2^h-
, Отношение короткого замыкания:
ОКЗ— 1,05-Г- 1,1 [— sin + COS ?нЧн )Лпгс.м.кат — 1];
ОКЗ = 1,05-т- 1,1 [— sin ув + К^с-м — cos2 вдМ-
Si
(7-1
ИЗ
(7-
(7-i:
(7-1
(7-18a)
(7-19)
(7-19a) •
По известной величине xa можно из (7-18), (7-18а) определить мак-
симальное значение синхронного момента по статической характеристи-
ке тс.ы и э. д. с. EqB (кратность тока возбуждения) при номинальной
нагрузке и номинальном токе возбуждения:
/nc.M= 1/( —+sin.2-|-cos1 ¥h4eh; (7-20)
Xd Uf V Xd j
Eqn^xayf ^-l-sin^-l-cos2^^. (7-21)
193
Формулы (7-18) — (7-21), справедливые как для синхронных двига-
телей, так и для синхронных генераторов, получены для неявнополюс-
ной синхронной машины. Однако для практических расчетов по опре-
делению токов и напряжений при пуске и самозапуске электродвигате-
лей, а также для расчета уставок защиты эти формулы могут приме-
няться и для явнополюсных синхронных электродвигателей. Примени-
тельно к генераторам в формулах (7-18)—(7-21) следует принимать
Т]Н= 1.
в) Механическая постоянная времени, постоянная инерции
В каталогах на синхронные электродвигатели приводится значение
маховых масс ротора двигателя 67)2ДВ. Для определения постоянной
инерции необходимо знать величину маховых масс агрегата.
Если частоты вращения привода и двигателя равны, то
GE>2a4)=GdD2„B+GD2np, '(7-22)
где GjD2hP — маховые массы приводимого механизма.
Величины СД2Ир приводятся в каталогах на соответствующие ме-
ханизмы.
Если частота вращения механизма отлична от частоты вращения
двигателя, то
GD«arp = GD>+G^np . (7-23)
где ппр— частота вращения приводимого механизма, об/мин; пс — син-
хронная частота вращения двигателя, об/мин.
При известной величине GjD2arp постоянная инерции определяется
из следующей формулы:
Tf== , (7-24)
здесь
G/)2arp, т-м2; пс, об/мин; Рв, кВт.
При расчете электромеханических переходных процессов за базис-
ную мощность принимается полная кажущаяся мощность SH, в этом
случае постоянная инерции обозначается через 2Н и определяется по
формуле
GD2ar0«2c
2Н^=-^С. (7-25)
365он ' /
Когда время в расчетах определяется не в секундах, а в радианах,
постоянная инерции будет:
&О2аг1д2с
2^=2^-зйг- <7-26>
7-2. ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНОЕ ОПРЕДЕЛЕНИЕ ПАРАМЕТРОВ
СИНХРОННЫХ ЭЛЕКТРОДВИГАТЕЛЕЙ
а) Синхронные индуктивные сопротивления и ОКЗ
Принципы определения синхронных индуктивных сопротивлений по
Продольной и поперечной осям и отношения короткого замыкания ОКЗ
изложены в § 1-2. ГОСТ рекомендуются для этой цели три способа,
а именно: 1) использование характеристики холостого хода и трехфаз-
ного короткого замыкания; 2) определение синхронных индуктивных
194
сопротивлений методом скольжения; 3) определение синхронного индук-
тивного сопротивления хд методом отрицательного возбуждения. Все
три способа рассчитаны в основном для синхронных генераторов и мо-
гут применяться для синхронных двигателей, имеющих специальные
пусковые двигатели, либо для двигателя, на валу которого установлен
генератор постоянного тока.
В тех случаях, когда создать генераторный режим для двигателей
не представляется возможным, ОКЗ синхронного двигателя можно опре-
делить при его работе на холостом ходу (муфта, связывающая двига-
тель с механизмом, должна быть расцеплена) без возбуждения. Испы-
тание производится при напряжении, равном номинальному напряжению
двигателя, причем напряжение на шинах устанавливают с помощью
устройства регулирования напряжения под нагрузкой (РПН). Величи-
на ОКЗ определяется как отношение тока якоря к номинальному току.'
Если напряжение на шинах при опыте отличается от номинального '.
напряжения двигателя, величина ОКЗ определяется из выражения
ОКЗ=-£-^, (7-27)
где I—ток якоря, a U — напряжение на выводах двигателя во время
опыта.
Сицхронное индуктивное сопротивление по продольной оси можно
определить:
V —— I ’ 0^ ~ В 1 г-j ОСА
Хй ОКЗ (7-28)
Синхронное индуктивное сопротивление по поперечной оси можно
определить методом отрицательного возбуждения при работе двигателя
без активной нагрузки. Ток возбуждения уменьшают до нуля, изменяют
его полярность, постепенно увеличивают ток возбуждения до выпадения
двигателя из синхронизма. В момент выпадения двигателя из синхр^,
низма напряжение на его выводах должно совпадать с номинальным
напряжением (устанавливается с помощью РПН). Синхронное индук-
тивное сопротивление по поперечной оси в этом случае определяется из.
выражения
(7-29)
где 7 — ток якоря; U—напряжение на выводах двигателя в момент вы-
падения его из синхронизма.
6) Сверхпереходные «индуктивные сопротивления
по продольной и поперечной осям и индуктивные сопротивления
обратной последовательности
Применительно к синхронным двигателям для определения сопро-
тивлений х"а и х"д наиболее удобны следующие методы:
1. Метод поворота ротора.
2. Метод неподвижного ротора.
3. Осциллографирование отключения напряжения при закорочен-
ной обмотке возбуждения.
Сопротивления х"а и x"q определяют методом поворота ротора при
подключении к двум любым линейным выводам обмотки статора (яко-
ря) источника переменного тока синусоидального напряжения номи-
195
нальной частоты; обмотка возбуждения должна быть замкнута накорот-
ко. Измеряют напряжение источника, ток в обмотке статора, ток в об-
мотке возбуждения и потребляемую мощность.
Ток в обмотке возбуждения определяют для оценки положения
ротора (по продольной или по поперечной оси), поэтому для измерения
его не требуются приборы большой точности.
Для получения ненасыщенных значений сверхпереходных реактив-
ных сопротивлений подводимое напряжение должно быть 0,02—0,15 но-
минального напряжения испытуемой машины; для получения насыщен-
ных значений подводимое напряжение должно быть не ниже 0,7 номи-
нального. Длительность испытания в этом случае должна быть
ограничена во избежание перегрева ротора.
Поворачивая ротор, находят его положения, соответствующие мак-
симальному и минимальному значениям тока в цепи возбуждения. Пер-
вое соответствует положению ротора по продольной оси, второе — по
поперечной. В этих положениях измеряют ток I, А, напряжение U, В,
и мощность Р, Вт, в цепи статора и вычисляют сверхпереходное индук-
тивное сопротивление х, Ом, по формуле
" 1 Г ( v f
У ( 1 ) \р) ’
(7-30)
Сверхпереходное индуктивное сопротивление, отн. ед.,
'Л(Ом)172н
(7-30а)
Сверхперекодные индуктивные сопротивления по продольной и по-
перечной осям при неподвижном роторе определяют путем поочередного
подключения каждых двух линейных выводов обмотки статора к источ-
нику переменного тока синусоидального напряжения номинальной ча-
стоты.
Значение напряжения устанавливают, как при определении сопро-
тивлений х''а, x"q, методом поворота ротора.
Ротор должен быть при необходимости заторможен, обмотка воз-
буждения — замкнута накоротко.
При испытании измеряют подводимое, напряжение, ток и мощность,
потребляемые статором (якорем), и ток в'цепи возбуждения.
' По данным испытания вычисляют индуктивные сопротивления меж-
ду каждой парой линейных выводов обмотки статора хаь, хьс, хса по
формуле (7-30).
Сверхпереходные индуктивные сопротивления по продольной (х"д)
и поперечной (х%) осям вычисляют по формулам:
х” = хсРх:: Дл-;
хд = хсР±Дх;
__ ХаЬ + Xie -J- Хса
. сР 3
(7-31)
(7-32)
2 _______________-__,________.____________________
ДХ= XabtXab — ХЬс) "4* ХЬс{Хьс — Хея)"V"Хса(Хса — Хдь). (7-33)
Определение знака перед Ах производят следующим образом: х"д<3
<х"в, если наибольшему измеренному индуктивному сопротивлению на
196
одной из пар линейных выводов обмотки стато-
ра соответствует минимальный из трех токов
в цепи возбуждения; х/,д>х/,в, если наибольше-
му измеренному индуктивному сопротивлению
статора соответствует максимальный из трех
токов в цепи возбуждения.
Определение величин x"d и x"q, отн. ед.,
производится по (7-30а).
Сверхпереходные индуктивные сопротивле-
ния методом осциллографйрования отключения
напряжения определяют путем отключения ма-
шины, подключенной к источнику трехфазного
пониженного (допускается и номинального) на-
пряжения, вращающейся с частотой, близкой
к синхронной. Обмотка возбуждения должна
быть замкнута накоротко, двигатель должен
быть отъединен от механизма.
При испытании осциллографируют напря-
жение Uo, ток статора (якоря) и ток в обмотке
возбуждения. В момент максимального отклоне-
ния амперметра, установленного в цепи возбуж-
дения, машину отключают от источника; при
этом напряжение мгновенно изменяется на ве-
личину Д|[7о" (рис. 7-1), после чего плавно за-
тухает. Сверхпереходное индуктивное сопротив-
ление по продольной оси (х"а) в относительных
единицах вычисляют по формуле
Рис. 7-1. Осциллограмма
затухания напряжения*
синхронной машины при
. отключении от сети с на-
коротко замкнутой об-
моткой возбуждения.
।
где 1о — ток статора в момент, предшествующий отключению машины,
отн. ед.
Если произвести отключение машины в момент, когда ток в об-
мотке возбуждения равен нулю, то аналогично будет получено сверх-
переходное индуктивное сопротивление по поперечной оси x"q.
Индуктивное сопротивление обратной последовательности (хг) при
известных x"d и х"в вычисляют для явнополюсных двигателей по фор-
муле
х2 = 1/х"х'';
(7-34)
для неявнополюсных двигателей
(7-35)
в) Электромагнитные постоянные времени
При определении постоянных времени учитывают температуру об-
моток для последующего приведения всех постоянных времени к расчет-
ной рабочей температуре.
197
При определении постоянных времени из опытов гашения поля с об-
моткой возбуждения, замкнутой накоротко, предусматривают отклю-
чение последней от возбудителя за время около 0,01 с. Для крупных
машин ток короткого замыкания возбудителя ограничивают введением
последовательно с ним добавочного резистора.
Если при испытании остаточное напряжение машины превышает
3% номинального, то его учитывают, определяя постоянные времени.
Переходные постоянные времени по продольной t'ao и поперечной
т'до осям при разомкнутой обмотке статора (якоря) определяют мето-
дом отключения от сети машины с замкнутой накоротко обмоткой воз-
буждения (7-26).
Определяют разность напряжения, полученного по осциллограмме
после отключения машины от сети, Vo—&U" (рис. 7-1) и остаточного
напряжения машины С7Ост при максимальном и минимальном токах
в обмотке возбуждения.
Зависимость разности напряжений от времени строят на графике
с полулогарифмическими координатами и экстраполируют на момент
отключения.
Время, в течение которого указанная разность уменьшится до 0,368
своего первоначального значения, представляет переходную постоянную
времени по поперечной оси (т'^о) при отключении с минимальным током
и по продольной оси (т'ао) при отключении с максимальным током.
При известных величинах т'чо и r'do постоянные времени т/д и x'd
при закороченной обмотке статора определяются по формулам:
г / Яд
t д — Т 90 —— ;
, г x’d
d — *5 do ... •
Xq
При невозможности экспериментального определения величины пе-
реходного индуктивного сопротивления оно может быть вычислено при-
ближенно:
x^(l,4+l,6)x"d. (7-37)
Переходная постоянная времени по продольной оси при замкнутой
накоротко обмотке статора (якоря) может быть определена в генера-
торном режиме внезапным коротким замыканием обмотки возбужде-
ния машины (отключением АГП при закороченном гасительном рези-
сторе), работающей с номинальным током статора (якоря) и номиналь-
ной частотой; снимают осциллограмму тока в цепи одной из фаз
обмотки статора (якоря) и тока в цепи возбуждения.
Зависимость от времени разности токов в обмотке статора, получен-
ная по осциллограмме, строится на графике с полулогарифмическими
координата ми.
Время, в течение которого указанная разность уменьшится до
0,368 своего первоначального значения, представляет переходную по-
стоянную времени по продольной оси при замкнутой накоротко обмотке
статора (якоря) x'd.
По известным величинам x'd, тЛ», xd определяют переходное индук-
тивное сопротивление по продольной оси
" ' JC'd = Xd-#. • (7-38)
’ do '
198';.'
Постоянную времени апериодической составляющей тока статора
(якоря) определяют методом внезапного короткого замыкания по за-
туханию периодической составляющей тока в цепи возбуждения.
Периодическую составляющую тока в цепи возбуждения определя-
ют как полуразность ординат верхней и нижней огибающих осцилло-
граммы тока в обмотке возбуждения при внезапном коротком замыка-
нии обмотки статора (якоря). Зависимость периодической составляю-
щей тока в обмотке возбуждения от времени строят на графике
с полулогарифмическими координатами. Начальное значение тока полу-
чают экстраполяцией кривой на момент короткого замыкания.
Постоянную времени апериодической составляющей тока статора
(якоря) Та определяют как время, в течение которого периодическая
составляющая тока в цепи возбуждения уменьшится до 0,368 своего пер-,
воначального значения.
Для определения постоянных времени контура возбуждения и успо- -
коительного контура по продольной оси расчетно-экспериментальным
методом производят четыре следующих опыта гашения поля:
1) при холостом ходе с номинальным напряжением и внезапном
коротком замыкании обмотки возбуждения;
2) при холостом ходе с номинальным напряжением и внезапном
замыкании обмотки возбуждения на резистор гашения поля; Д
3) при коротком замыкании с номинальным током и внезапном ко- ‘л
ротком замыкании обмотки возбуждения;
4) при коротком замыкании с номинальным током и замыкании
обмотки возбуждения на резистор гашения поля.
В первых двух опытах осциллографируют затухание напряжений
статора (якоря) и определяют переходную постоянную времени по про-
дольной оси при разомкнутой обмотке статора (якоря) т% (из первой»
опыта) и постоянную времени гашения поля при разомкнутой обмоткй
статора (якоря) т'аог (из второго опыта). .
В третьем и четвертом опытах осциллографируют затухание токД1
статора (якоря) и определяют переходную постоянную времени по про4
дольной оси при замкнутой накоротко обмотке статора (якоря) т'а (й^ '
третьего опыта) и постоянную времени гашения поля при замкнуто^
накоротко обмотке статора (якоря) т'аг (из четвертого опыта). д
Кроме того, во всех четырех опытах осциллографируют затухание >*
тока в обмотке возбуждения Для определения сверхпереходных постов
янных времени.
Затухание тока в обмотке возбуждения для каждого опыта строят
1 на графике с полулогарифмическими координатами, выделяют сверх-
пёреходную составляющую. Сверхпереходную постоянную времени по
продольной оси определяют как время, в течение которого сверкпере*'
ходная составляющая тока в обмотке возбуждения уменьшится дО 0,368
своего первоначального значения.
По осциллограмме затухания тока в обмотке возбуждения опреде-
ляют T,vdo из опыта гашения поля при разомкнутой обмотке статора
(якоря) и замыкании обмотки возбуждения накоротко; т"дог из опыта
гашения поля при разомкнутой обмотке статора (якоря) и замыкании
обмотки возбуждения на разрядный резистор; т"л из опыта гашений
поля при замкнутой накоротко обмотке статора (якоря) и замыкании
обмотки возбуждения накоротко; т"аг из опыта гашения поля при зам-
кнутой накоротко обмотке статора (якоря) и замыкании обмотки воз-
буждения на разрядный резистор.
f99
Имея опытные переходные и сверхпереходные постоянные времени
по продольной оси прн замыкании обмотки возбуждения накоротко (т'а
и т"а) и на разрядный резистор (r'dr и т"йг), вычисляют постоянные
времени контура возбуждения (т/д) и успокоительного контура (тм) по
продольной оси при замкнутой накоротко обмотке статора (якоря) по
формулам:
Ш 11- [ft'd - + (< - И; (7-39)
Eld — «.т + t" )-i- [«: — г'аг) + (т" — t” )], (7-40)
где а — кратность сопротивления разрядного резистора, вычисленная по
формуле a—rjrf, rf— сопротивление обмотки возбуждения; гг—сопро-
тивление разрядного резистора.
По аналогичным формулам вычисляют тдЮ и тыо при разомкнутой
обмотке статора (якоря). i
По известной величине постоянной времени т"ао, определяемой из
опыта гашения поля при разомкнутой обмотке статора и замыкании об-
мотки возбуждения накоротко, можно определить постоянную време-
ни х"а:
В двигательном режиме можно определить непосредственно посто-
янные времени т'ао, т'9о осциллографированием напряжения на выводах
двигателя при отключении его от сети с замкнутой накоротко обмоткой
возбуждения. Из осциллограммы затухания тока в обмотке возбужде-
ния определяется постоянная времени х"ао- Результаты испытания бу-
дут достаточно достоверными, если за время затухания величины (на-
пряжение статора, ток в обмотке возбуждения) в е раз частота враще-
ния двигателя останется практически неизменной. Для выполнения это-
го условия необходимо, чтобы двигатель был на время испытания отъе-
динен от механизма.
Постоянные времени i/g, Vа и т"а при известных тГд0» и т"йо опре-
деляются расчетным путем из (7-36) и (7-41).
Непосредственное определение постоянных времени т'д, x'd, т"а и
та возможно только в генераторном режиме при наличии первичного
двигателя.
Изложенные выше методы определения параметров электродвига-
телей соответствуют рекомендациям ГОСТ.
Параметры электрических машин можно определить по частотным
характеристикам [Л. 11, 14]. Однако для успешного применения этого
метода требуются определенные навыки и специальные быстродейст-
вующие цифровые приборы.
г) Механическая постоянная времени, постоянная инерции
Механическую постоянную времени электродвигателя совместно
с механизмом можно определить по кривой выбега. Касательная к на-
чальной части кривой выбега п(/) отсекает на оси t отрезок x'j.
Механическая постоянная времени:
(7-42)
200
где Р— мощность, потребляемая двигателем от сети до отключения.
Постоянная инерции двигателя, отнесенная к полной кажущейся
мощности, будет:
Рис. 7-2. Осциллограмма биения Ш
пряжения при отключении двига '
от сети.
(7-42а )
Для снятия кривой «(/) необходимо осциллографировать скорость
двигателя при его отключении от сети. Для этой цели лучше всего ис-,.
пользовать униполярный тахогенератор. При отсутствии специального
тахогенератора скорость двигателя
при выбеге может быть определена
по напряжению возбудителя, нахо-
дящегося на одном валу с двигате-
лем, если предварительно его отклю-
чить от цепи возбуждения двигателя
(отключением контактора возбужде-
ния) и перевести на работу по схеме
с независимым возбуждением, т. е.
подключить шунтовую обмотку к не-
зависимому источнику постоянного
тока. Если возбудитель установлен
не на валу двигателя, то скорость двигателя при выбеге может бытнИ
определена по осциллограмме напряжения якоря, если ток возбужден
ния при выбеге поддержать неизменным. Недостаток этого метода за-1?
клюкается в затруднении точного графического построения касатель-4
ной к кривой, которая может значительно отличаться от экспоненты
(использование для этой цели полулогарифмической шкалы не дает у
нужного эффекта). • у!
Постоянная инерции может быть определена по осциллограмме
биения. Осциллографируется разность одноименных фаз напряжения Фг-''
ключаемого двигателя и шин [Л. 24].
Принимая момент сопротивления ЛГмех неизменным в течение оДНО-
. го проворота ротора двигателя на 360 эл. град, можем написать:
8=6.4- . (7$3)t
где 6о — начальный угол нагрузки, определяется из (1-46) или по ката-
ложным данным;
= arcsin(7-44)
тс.ыл
где шМех — нагрузка на валу двигателя, предшествовавшая моменту от-
ключения, определяется как Р/Ра-
Из осциллограммы (рис. 7-2) совершенно точно определяется время
тс, за которое угол 6 становится равным 2л. Обозначая угол бо=2л/п
и принимая 6=2л, получаем:
т/ = 25 -ff*”
1 —-
п
гьеп^.
Принимая бс~0, поскольку бо<^2л, получаем:
Т j — 25/Т1максТ2с-
14—801
(7-45а)
20J
Постоянная инерции, отнесенная к полной мощности двигателя, бу-
дет:
2Н = 25m^-z\^ . (7-456)
Точность определения постоянной
инерции из осциллограммы бие-
ния значительно выше, чем
по кривой выбега.
По осциллограмме биения можно
определить постоянную инерции как оди-
ночного двигателя, так и группы парал-
лельно работающих двигателей, питаю-
щихся от одних шин. В последнем слу-
q чае осциллографируют разность напря-
жения одноименных фаз отключаемой
Рис. 7-3. Измерение начального
момента ттч агрегата.
а — с помощью груза; б — с помощью
крана и динамометра.
секции шин и питающего источника.
Относительная нагрузка секции и
приведенное значение начального угла
определяются по выражениям;
* ____®otPf
C05iP— ^рн
(7-46)
д) Начальный момент сопротивле-
ния механизма (тМРх няч) определяется
при помощи рычага с грузом или дина-
мометром. К шкиву механизма пристра-
ивается рычаг с грузом на конце.
Если обозначить длину рычага от центра вала до места приложе-
ния груза / в метрах и массу груза или показания динамометра, при
котором механизм стронулся с места, Q в килограммах (рис. 7-3), то
начальный момент сопротивления механизма, Н-м, будет:
ТИщех.иач — gl ^Q. -J—> (7-47)
где £=9,8 м/с2; G- масса рычага, кг. w
Для тяжелых механизмов начальный момент сопротивления опре-
деляется с помощью крана и динамометра (рис. 7-3). В этом случае
Л^мех.нач gl (О.----- (7-48)
Начальный момент, отн. ед., определяется из выражения'
™ ___ ^мех.нач
ГПмех.нач —-----П------
•"'ном
(7-49)
Полученное значение тмех.нач должно сопоставляться с пусковым
моментом двигателя тп с учетом действительного напряжения на его
выводах при пуске. -
ПРИЛОЖЕНИЕ Пл
1. Технические данные синхронных двигателей серии СТД на 3000 об/мин -Ж
Тяп двигателя Ри, кВт Sf[, кВ-А в V % тс.м.к» ста. ед. 'Vir отн. ед. Лт.н’ отн. ед. т-зм*
СТД-630-2 630 735 6000 10000 71 42 96,1 96,0 1,61 1,65 2,03 5,66 о,О
СТД-800-2 800 935 6000 10000 90 54 96,3 96,1 1,66 1,63 2,01 5,58 о,/И
СТД-1000-2 1000 1160 60С0 10 ОСО 112 67 96,5 96,2 1,66 1,74 2,41 6,70 о.о®
СТД-1250-2 1250 1450 6000 10000 139 8 84 96,8 96,5 1,67 1,67 2,07 6,48 0,(» w
СТД-1600-2 1600 1850 6000 10000 178 107 96,9 96,6 1,71 1,66 2,16 6,79 0,
СТД-2000-2 2000 2300 6000 10000 221 133 96,9 96,8 1,65 1,61 2,23 6,91 O/'tti
СТД-2500-2 2500 2870 6000 10 000 276 166 97,4 97,2 1,81 1,71 1,75 6,16 0,0*8
СТД-3200-2 3200 3680 6000 10000 352 213 97,6 97,3 1,74 1,74 1,85 6,63 0,1:/'
СТД-4000-2 4000 4560 6000 10 000 438 265 97,5 97,4 1,65 1,72 1,92 6,69 0,06§' лА
СТД-5000-2 5000 5740 6000 553 , 97,6 1,65 2,07 7,22 o,(W
10000 332 97,5 1,65 «
СТД-6300-2 6300 7230 6000 10000 696 417 97,5 97,6 1,63 1,63 1,62 6,28 'ЛМ 0Д7М
СТД-8000-2 8000 9130 , 6000 10000 ' 880 527 97,9 . 97,8 1,61 1,61 1,76 6,93’ 0,191-,
СТД-10000-2 10000 11400 6000 1098 658 97,8 1,73 2,06 8,10 0,227 ‘
10000 97,9 1,61
СТД-12500-Й 12500 14200' 6000 10000 1368 820 98,0 97,6 1,74 1,65 2,24 8,86 0,260
203
Продолжение приложения П-1
2. Технические данные синхронных двигателей серии СТМ
Тип двигателя Ра, кВт /И,А cos«₽H, V % ПН- об/мцн тс.м.к> e-ен. ед. %.н' отн. ед. Л1.Н’ отн. ед. Т-№
СТМ-800-2 800 6000 91 0,9 94,14 3000 1,68 2,5 6,9 0,045
10000 55 0,9 93,76 3000 1,84 2,5 7,3 0,045
СТМ-1500-2 1500 6000 168 0,9 95,36 3000 1,64 2,4 6,7 0,06
СТМ-2000-2 2000 6000 225 0,9 95,26 3000 1,65 2,0 6,65 0,09
10000 135 0,9 95,42 3000 1,8 2,15 7,1 0,09
2500 6000 279 0,9 95,83 3000 1,9 3,1 11,0 0,12
СТМ-3500-2 10000 167 0,9 95,87 3000 1,92 3,1 11,0 0,12
3500 6000 390 0,9 96,4 3000 1,63 2,2 7,85 0,12
10000 235 0,9 96,29 3000 1,73 2,35 8,0 0,12
СТМ-4000-2 4000 6000 445 0,9 96,72 3000 1,72 2,4 7,6 0,15
6000 6000 660 0,9 96,82 3000 1,77 2,4 8,3 0,32
СТМ-6000-2 4000 10000 268 0,9 95,24 3000 2,34 2,4 8,3 0,32
5000 10000 335 0,9 95,72 3000 2,1 2,4 10,1 0,32
СТМ-9000-2 9000 6000 992 595 0,9 97,48 3000 1,64 3,0 9,0 0,41
10 000 0,9 97,27 3000 1,72 3,0 9,0 0,41
СТМ-12000-2 6000 1320 0,9 97,43 3000 1,61 2,8 9,0 0,65
12000 10000 791 0,9 97,25 3000 1,52 3,0 8,3 0,65
3. Технические данные
синхронных двигателей серии ВДС
Тип Двигателя Р„ кВт н» 17Н.В 1н, А и* soa Чн- % Яд, об/мин отн. ед. тп.н> отн. ед. ^т.н* отн, ед. Я ь §
ВДС-173/29-10 800 6000 92,5 0,9 92,0 600 2,0 0,3 4,5 0,8
ВДС-173/44-10 1600 6000 182 0,9 94,2 600 2,0 0,35 4,5 1,05
ВДС-213/54-10 3200 6000 360 0,9 94 600 1,9 0,95 5,9 2,7
ВДС-173/34-12 1000 6000 113 0,9 93,4 500 1,9 0,39 4,5 0,9
ВДС-213/24-12 1000 10000 70 0,9 91.9 500 2,0 0,3 4,2 1,42
ВДС-173/41-12 1250 6000 143 0,9 93,6 500 2,2 0,35 5,1 1,0
ВДС-213/29-12 1250 10000 86 0,9 92,4 500 2,0 0,37 5,2 1,37
ВДС-213/34-12 1600 6000 180 0,9 95 500 1,8 0,35 4,8 1,62
ВДС-213/54-16 2000 6000 226 0,9 95,2 375 2,0 0,4 5,3 4,5
ВДС-325/44-18 5000 6000 566 0,9 94,7 333 1,7 0,3 4,5 1,57
В ДС-213/24-20 800 6000 93 0,9 92,2 300 2,2 0,4 4,6 1,5
ВДС-325/29-24 2000 10 000 139 0,9 92,7 250 2,7 0,4 5,0 10,7
ВДС-325/49-24 4000 10000 266 0,9 95,4 250 2,1 0,45 4,3 2,07
ВДС-325/49-16 5000 10000 340 0,9 94,5 375 2,0 0,37 4,2 12,5
ВДС-325/69-16 8000 10000 540 0,9 95,5 375 1,9 0,43 4,2 26,5
204
Продол.жение приложения П-1 4. Технические данные синхронных двигателей серии СДК(П)
Тип двигателя Р , кВт а ,нл < а Hi> soa । 1 нйк/90 *и "’с.м.к- отн. ед. %.н’ отн, ед. ^Т.Н’ отн. ед. Сь
I 2 3 4 5 6 7 8 9 10 И
СДК(П)-14-26-10 320 6000 37 0,9 92,4 600 2,2 1.1 5,5 0,13
СДК(П)-14-31-10 400 6000 46 0,9 92,8 600 2,3 1,2 5,9 0,16-
СДК(П)-14-36-10 500 6000 57,5 0,9 93,4 600 2,0 1,0 6,2 0,17?-
СДК(П)-14-44-10 630 6000 71,5 0,9 93,8 600 2,0 0,9 5,4 0,21
СДК(П)-14-56-1О 800 6000 90,5 0,9 94,4 600 2,0 1,0 5,8 0,26:
СДК(П)-15-39-10 1000 6000 113 0,9 94,6 600 2,1 1,1 5,9 0,42 4
СДК(П;-15-49-10 1250 6000 141 0,9 95,1 600 2,0 1,1 5,9 0,5
СДК(П)-14-31-12 320 6000 37 0,9 92,2 500 2,3 1,0 6,0 0,124
СДК(П)-14-36-12 400 6000 46 0,9 92,6 500 2,0 0,9 5,8 0,137
СДК(П)-14-44-12 500 6000 57,5 0,9 93,4 500 2,0 0,9 5,5 0,16$
СДК(П)-15-34-12 630 6000 72,5 0,9 93,6 500 2,0 1,0 4,8 0,311
СДК(П)-15-39-12 800 6000 91 0,9 94,0 500 2,1 1,0 5,0 0,35'
СДК(П -15-49-12 1000 6000 113 0,9 94,8 500 2,0 1,0 5,3 0,45'Я
СДК(П)-16-41-12 1250 6000 140 0,9 94,8 500 2,0 1,1 5,5 1,27/
СДК(П)-16-51 -12 1600 6000 180 0,9 95,3 500 2,0 1,0 5,2 1,<
СДК(П)-16-64-12] 2000 6000 224 0,9 95,7 509 2,0 1,0 5,4 1,86’jJ
СДК(П)-17-49-12 2500 6000 279 0,9 95,7 500 2,0 1,2 5,9 3,7^
СДК(П -17-59-12 3200 6000 357 0,9 96,2 500 2,0 1,2 5,8 4,4^
СДК(П)-17-76-12 4000 6000 446 0,9 96,5 500 2,0 1,3 6,0 5,0
СДК(П)-16-34-16 500 6000 57,5 0,9 92,6 375 2,0 0,85 5,2 о,$к
СДК(П)-15-41-16 630 6000 72,5 0,9 93,2 375 2,0 0,85 5,2 o,F *.
СДК(П)-16-34-16 800 6000 91,5 0,9 93,6 375 2,1 0,85 5,5 оД^
СДК(П)-16-41-16 1000 6000 114 0,9 94,0 375 2,1 0,85 5,5 0,$
СДК(П)-16-51-16 1250 6000 141 0,9 94,6 375 2,1 0,9 5,7
СДК(П)-17-41-16 1600 6000 181 0,9 94,8 375 2,2 1,2 5,9 2,1 1
СДК(П)-17-49-16 2000 6000 225 0,9 95,2 375 2,0 1,1 5,2 2,М 4
СДК(П)-17-59-16 2500 6000 281 0,9 95,6 375 2,0 1,2 5,5 35-Ж<
СДК(П)-18-49-16 3200 6000 358 0,9 95,6 375 2,0 0,9 5,7
, СДК(П)-18-61-16 4000 6000 446 0,9 96,0 375 2,0 0,95 5,8 1о.,Ж
СДК(П)-18-76-16 5000 6000 5бЗ 0,9 96,3 375 2,1 1,0 6,5 12;О
СДК(П)-18-91-16 6300 6000 698 0,9 96,5 375 2,0 0,9 6,0 14,5
СДК(П)-17-46-20 1600 6000 181 0,9 94,6 300 2,1 0,85 5,5 2,8 :
СДК(П)-18-39-20 2000 6000 225 0,9 95,0 300 2,1 0,85 5,3 4,5
СДК(П)-18-49-20 2500 6000 281 0,9 95,3 300 2,2 0,95 5,8 5,47
СДК(П)-18-61-20 3200 6000 359 0,9 95,8 300 2,2 1,0 6,1 6,7
СДК(П)-18-74-20 4000 6000 447 0,9 96,2 300 2,2 0,95 6,3 8 .
СДК(П)-19-54-20 5000 6000 553 0,9 96,2 300 2,0 0,7 5,2 17,66 '
СДК(П)-19-69-20 6300 6000 700 0,9 96,4 300 2,1 0,8 6,0 21,2
СДК(П)-18-49-24 2000 6000 220 0,9 94,4 250 2,2 1,0 6,3 6,12
СДК(П)-18-61-24 2500 6000 282 0,9 95,1 250 2,1 1,0 6,2 7,5
СДК(П)-19-46-24 3200 6000 360 0,9 95,3 250 2,0 0,7 5,1 14,85
СДК(П)-19-54-24 4000 6000 447 0,9 95,6 250 2,1 0,7 5,6 16,6
СДК(П)-19-69-24 5000 6000 553 0,9 95,8 250 2,0 0,8 5,2 20,3
СДК(П)-19-84-24 6300 6000 702 0,9 96,2 250 2,0 0,8 5,6 24,45
205
Продолжение приложения П-1
5. Технические данные синхронных двигателей серий ДСМ, ДСП, ДСК
Тип двигателя Рн, кВт | а ‘"п । и cos <РН Ли, об/мин тс.м.к’ отн. ед. ^П.н’ отн. ед. •Va -нхо ‘й’“/ Q S Сй
ДСМ-213-29-24 ДСМП-213/29-24 600 6000 3000 70 140 0,9 91,5 250 2,4 2,0 7,5 1,75
ДСМ-213/24-32 300 6000 3000 35 70 0,9 87,8 187 3,1 1,5 7,3 1,5
ДСМ-213/34-32 380 6000 3000 50 100 ‘ 0,8 88,3 187 3,2 2,0 6,5 2,0
ДСМ-260/44-32 1250 6000 3000 143 286 0,9 93,6 187 2,4 1,0 6,0 5,0
ДСМ-260/39-36 ДСМП-260/39-36 900 6000 3000 103 206 0,9 92,6 167 2,6 1,6 7,3 4,75
ДСМ-260/44-36 1100 6000 3000 125 250 0,9 94,0 167 2,4 1,5 6,7 5,25
ДСП-116/49-4 ДСП-140/74-4 ДСП-140/74-4 ДСД-260/10-40 1300 2000 3000 200 6000 6000 6000 380 144 225 336 395 0,9 0,9 0,9 0,9 95 95 96 87,4 1500 1500 1500 150 1,5 1,8 1,6 2,36 0,9 2,2 1,6 0,605 4 7,5 5,5 4,07 0,087 0,25 0,25 1,75
ДСКП-213/20-32 250 6000 3000 30,3 60,6 0,9 88,4 187 2,26 0,63 4,48 3,25
ДСК-173/16-16 300 6000 3000 40,5 81 0,8 89 375 2,54 0,84 4,35 0,4
ДСК-260/15-36 320 6000 3000 39 78 0,9 87 167 2,5 0,58 5,0 3,7
ДСКП-260/15-36 320 6000 3000 39 78 0,9 87 167 2,38 0,577 5,15 6,0
ДСК-260/24-36 625 6000 3000 71,5 143 0,9 90,95 167 2,0 0,5 4,5 7,0
ДСКП-260/24-36 625 6000 3000 71,5 143 0,9 90,95 167 2,0 0,5 4,5 7,0
ДСКП-260/24-36А 630 6000 3000' 74 148 0,9 90,95 167 2 0,5 4,5 8,75
ДСК-260/20-32 630 6000. 3000 74 148 0,9 90,95 187 2,14 0,498 4,3 6,5
ДСКП-260/20-32 630 6000 3000 74 148 0,9 90,95 187 2,1 0,45 4,4 4,5
ДСК-260/29-36 840 6000 зооо 98 196 0,9 91 167 2,02 0,448 3,58 4,5
206
Продолжение приложения П-1
6. Технические характеристики двигателей
серий ДСКЗО, ДСКЗ, ВСДН(СДВ)
Тип двигателя Рн, кВт СО к я COS ч>н % ‘Ь п, об/мии тс.м.к’ отн. ед. тп.н- . отн. ед. ^п.н’ отн1 ед. Q ? С ь
ДСКЗО-260/20-32 630 6000 71,5 0,9 90,95 187 2,14 0,5 4,3 6,5
ДСК3-260/29-32 800 6000 94 0,9 92,85 187 1,97 0,428 4,07 6,5 .
ДСКЗ-260/15-36 320 6000 39 0,9 88,68 167 2,71 0,6 5,0 6,0 1
ДСКЗ-260/20-36 420 6000 50,3 0,9 91,1 167 2,56 0,61 5,0 6,5' &
ДСКЗ-260/29-36 840 6000 98 0,9 92,1 167 2,02 0,448 3,58 4.62ЛЙ
ВСДН(СДВ)-15-26-8 800 6000 90 0,9 93,6 750 2,1 0,34 4,5 0,253?
ВСДН(СДВ)-15-31-8 1000 6000 111 0,9 94,3 750 2,2 0,36 5,1 0,2»
ВСДН(СДВ)-16-31-8 1250 6000 140 0,9 93,8 750 1,7 0,36 4,2 О о
ВСДН(СДВ)-16-36-8 ' 1600 6000 179 0,9 94,5 750 1,7 0,36 4,3 0,7^1 ’А
ВСДН(СДВ)-15-31-10 800 6000 90 0,9 93,6 600 2,0 9,4 4,5 о.з
ВСДН(СДВ)-16-31-Ю 1000 6000 112 0,9 94,3 600 2,1 0,4 5,2
ВСДН(СДВ)-16-36-10 1250 6000 142 0,9 94,7 600 2,0 0,4 5,2 0,75^-.
ВСДН(СДВ)-16-44-10 1600 6000 179 0,9 95,0 600 2,0 0,38 5,2 о,зТ,
ВСДН(СДВ)-17-31-10 2000 6000 221 0,9 95,2 600 2,1 0,4 5,0 1,5
ВСДН(СДВ)-17-39-10 2500 6000 277 0,9 95,4 600 2,2 0,4 5,7 1,87
ВСДН(СДВ)-17-49-10 3200 6000 352 0,9 96,0 600 2,1 0,4 5,4 2,37 ;
ВСДН(СДВ)-16-31-12 800 6000 90 0,9 93,5 500 2,4 0,5 5,9 0,61
ВСДН(СДВ)-16-36-12 1000 6000 111 0,9 94,2 500 2,2 0,4 5,5 0,8
ВСДН(СДВ)-16-41-12 1250 6000 140 0,9 94,7 500 2,2 0,45 5,8 0,9
ВСДН(СДВ).-16-51-12 1600 6000 178 0,9 95,2 500 2,0 0,37 5,2 1,1
ВСДН(СДВ)-17-39-12 2000 6000 221 0,9 95,4 500 2,4 0,5 6,2 1,87
ВСДН(СДВ)-17-49-12 2500 6000 276 0,9 95,8 500 2,0 0,4 5,9 2,5
ВСДН(СДВ)-17-59-12 3200 6000 353 0,9 96,4 500 2,0 0,4 5,4 2,87
ВСДН(СДВ)-16-51-16 1250 6000 142 0,9 94,6 375 2,3 0,5 5,7 1,1
ВСДН(СДВ)-17-39-16 1600 6000 179 0,9 94,6 375 2,3 0,3 5,0 1,7
ВСДН(СДВ)-17-49-16 2000 6000 225 0,9 95,7 375 2,0 0,3 5,3 2,37
ВСДН(СДВ)-17-59-16 2500 6000 280 0,9 96,1 375 2,5 0,5 6,1 2,7
ВСДН(СДВ)-18-49-16 3200 6000 358 0,9 95,8 375 2,1 0,4 5,6 4,0
14* 20 7
ПРИЛОЖЕНИЕ П-2
1. Пусковые характеристики синхронных двигателей серин СТД
Лгуск
-7— = — верхняя строка
= tnn(s) — нижняя строка
Тип двигателя Скольжение, отн. ед.
1 I 0,8 | 0.6 0,5 | 0,4 | 0.2 1 °-* | 0,05 0,02
СТД-630-2 5,66 2,03 5,39 2,06 5,04 2,08 4,80 2,08 4,52 2,07 3,60 1,91 2,73 1,59 2,00 1,19 1,38 0,745
' СТД-800-2 5,58 2,01 5,32 2,05 4,96 2,07 4,78 2,06 4,44 2,06 3,54 1,90 2,67 1,59 1,94 1,18 1,31 0,75
СТД-1000-2 6,70 2,41 6,37 2,46 5,93 2,49 5,65 2,49 5,30 2,48 4,22 2,30 3,18 1,93 2,28 1,45 1,49 0,889
СТД-1250-2 6,48 2,07 6,22 2,14 5,85 2,20 5,61 2,23 5,31 2,24 4.34 2,17 3,37 1,91 2,48 1,50 1,65 0,954
СТД-1600-2 6,79 2,16 6,51 2,24 6,12 2,32 5,87 2,35 5,55 2,36 4,53 2,29 3,51 2,02 2,57 1,60 1,67 1,01
СТД-2000-2 6,91 2,23 6,62 2,32 6,21 2,40 5,94 2,43 5,61 2,44 4,55 2,35 3,51 2,07 2,55 1,63 1,63 1,02
СТД-2500-2 6,16 1,75 5,94 1,84 5,64 1,93 5,43 1,97 5,17 2,00 4,31 1,97 3,43 1,82 2,50 1.50 1,74 0,997
СТД-3200-2 6,63 1,85 6,40 1,95 6,07 2,07 5,85 2,12 5,56 2,16 ,4,63" 2,17 'з;с8 1,99 2,77 1,65 1,82 1,09
СТД-4000-2 6,69 1,92 6,45 2,03 6,11 2,14 5,88 '2,20 5,58 2,24 4,60 2,23 3,52 2,02 2,71 1,66 1,75 1,08
СТД-5000-2 7,22 2,07 6,96 2,20 6,59 2,35 6,33 2,41 6,00 2,47 4,90 2,45 3,83 2,20 2,83 1,80 1,79 1,16
СТД-6300-2 6,28 1,62 6,09 1,73 5,81 1,86 5,69 1,93 5,36 1,99 4,50 2,05 3,61 1,92 2,75 1,65 1,78 1,13
СТД-8000-2 6,93 1,76 6,72 1,89 6,42 2,05 6,20 2,13 5,92 2,21 4,95 2,29 3,95 2,14 3,01 1,83 1,93 1,26
СТД-10000-2 8,10 2,06 7,86 2,24 7,50 2,44 7,24 2,55 6,90 2,65 5,71 2,75 4,51 2,53 3,39 2,14 2,14 1,46
СТД-12500-2 8,86 2,24 8,60 2,43 8,21 2,67 7,93 2,80 ' 1 7,56 2,92 6,24 3,04 4,89 2,79 3,67 2,35 2,30 1.50
208
Продолжение приложения П-2
2. S усковые характеристики синхронных электродвигателей
-y-(s) — верхняя строка
т
---(s) — нижняя строка
- Скольжение, отн. ед.
Серия двигателя 1,0 0,8 | 0,6 ! 0,5 0,4 0,2 0,1 0,05 0,025
стм стмп 1.0 1.0 0...95 0,98 0,86 0,92 0,82 0,87 0,78 0,82 0,65 0,65 0,53 0,5 0,4 0,3 0,25 0,15 ’
ВДС-325 1,0 1.0 0,98 1.17 0,96 1.6 0,94 1,87 0,92 2,23 0,83 3,19 0,67 3,4 0,53 2,8 0,4 7 1,27
ДСМ и демп 1.0 1.0 0,98 1,13 0,93 1,33 0,88 1,466 0,81 1,58 0,63 1,53 0,44 1,2 0,33 0,8 0,22 0,4 j
ДСП-116/49-4 1.0 1,0 0,96 1,03 0,91 1.Н 0,88 1,14 0,81 1,18 0,67 1.14 0,55 1.0 0,43 0,81 0,34 Я 0,51 1
ДСП-140/74-4 1.0 1,0 0,97 1,15 0,93 1,29 0,87 1,35 0,82 1,42 0,64 1,45 0,48 1,31 0,36 1,13 0,27 *1 0,63
ДСКЗ-260 1,0 1.0 0,99 1,22 0,96 1,51 0,94 1,73 0,91 2,02 0,8 2,76 0,62 2,53 0,5 1,78 0,37,|; 0,89. j
ВСДН(ДВ)-16-31-10 1.0 1.0 0,99 1,31 0,98 1,75 0,97 2,19 0,96 2,66 0,87 4,0 0,69 4,5 0,48 3,44 0,29 » !,88^
СДК(П)-14-26-10 1.0 1,0 0,99 1,19 0,97 1,53 0,95 1,72 0,9 1,94 0,75 2,14 0,5 1,65 0,4 0,94 0,2 ’JV 0,4 (f i
СДК(П)-14-31-10 1.0 1,0 0,99 1,15 0,97 1,48 0,96 1,65 0,91 1.9 0,73 2,1 0,56 1,65 0,42 0,9 0,24 0,4 . -,j
СДК(П)-14-44- К) СДК(П)-14-36-10 1,0 1.0 0,99 1,23 0,97 1,56 0,95 1,69 0,9 2 0,75 2,3 0,5 ' 2 0,4 1,1 0,2 0,5
СДК(П)-14-56-10 1.0 1.0 0,99 1,25 0,98 1,57 0,95 1,69 0,91 2 0,77 2,31 0,42 2 0,37 1.1 0,23 0,5 ¥
СДК(П)-15-39-12 СДК(П)-1Б-49-12 1,0 1.0 0,98 1,2 0,97 1,5 0,95 1,65 0,91 1,89 0,73 2,17 0,523 1,83 0,32 1,01 0,18 0,66.
СДК(П)-14-31-12 1.0 1.0 1.0 1,18 0,99 1,44 0,94 1,76 0,92 2,03 0,75 2,65 0,54 2,24 0,33 1,24 -0,25 0,76
СДК(П)-14-36-12 1,0 1,0 1,0 1,19 1,0 1,38 0,95 1,75 0,93 2,06 0,77 2,69 0,55 2,22 0,36 1,25 0,23 0,72
СДК(П)-14-44-12 1.0 1.0 1,0 1,2 1.0 1,53 0,97 1,73 0,95 2 0,79 2,67 0,52 2,37 0,38 1.43 0,33 0,87
СДК(П)-15-34-12 1.0 1.0 0,97 1.21 0,95 1,46 0,92 1,52 0,87 1.7 0,68 1,85 0,49 1,46 0,32 1.0 0,22 0,67
209
Продолжение приложения П~2
Серия двигателя Скольжение, отн. ед.
1,0 0.8 0,6 0,5 0.4 0,2 0,1 0,05 0.025
СДК(П)-15- 39-12 1 0 0,98 0,95 0,9 0,83 0,7 0,5 0,3 0,2
1,0 1,12 1,47 1,59 1,76 1,88 1,53 1.12 0,6
СДК(П)-15-49-12 1,0 0,95 0,91 0,88 0,84 0,7 0,51 0,32 0,23
1,0 1,19 1,39 1,5 1,69 1,89 1,56 0,94 0,69
СДК(П)-16-41-12 1 0 0,98 0,95 0,9 0,86 0,71 0,5 0,38 0,24
1,0 1,24 1,44 1,56 1.74 1,91 1,56 1.47 0,74
СДК(П)-16-64-12 1 0 0,98 0,95 0,9 0,86 0,71 0,5 0,38 0,24
1,0‘ 1,15 1,36 1,5 1,67 1,79 1,58 1,27 0,73
СДК(П)-16-51-12 1,0 1,0 0,98 0,95 0,9 0,85 0,7 0,55 0,4 0,2
1,15 1,36 1.5 1,67 1,79 1,58 1,27 0,73
СДК(П)-17-49-12 1,0 0,96 0,93 0,89 0,83 0,65 0,52 0,3 0,22
СДК(П)-17-76-12 1,0 1,19 1,38 1.5 1,62 1,57 1,36 1.0 0,67
СДК(П)-17-59-12 1,0 0,98 0,95 0,9 0,84 0,7 0,54 0,36 0,27
1,0 1,18 1,3 1.5 1,6 1,57 1,35 1,05 0,65
СДК(П)-15-34-16 1,0 1,0 0,98 0,95 0,93 0,75 0,53 0,35 0,23
СДК(П)-15-41-16 1,0 1,21 1,57 1,79 2,04 2,68 2,29 1,46 1.0
СДК(П)-16-34-16 . 1,0 1,0 0,98 0,95 0,93 0,76 0,57 0,38 0,29
СДК(П)-16-41-16 1,0 1,25 1,5 1,7 2 2,61 2,3 1,5 1,14
СДК(П)-16-51-16 1,0 1,0 1,0 1,25 0,98 1,5 0,95 1.7 0,93 2 0,77 2,61 0,57 2,3 0,34 1,5 0,25 1,14
СДК(П)-17-41-16 1,0 1,0 0,98 1,2 0,93 1,43 0,91 1,6 0,87 1,7 0,71 1,7 0,53 1,45 0,4 1,05 0,27 0,68
СДК(П)-17-49-16 1,0 1,0 1,0 1,19 0,93 1,4 0,89 1,5 0,85 1,67 0,7 1,67 0,5 1Х 0,4 1,06 0,3 0,72
СДК(П)-17-59-16 1,0 1,0 1,0 1,15 0,95 1,35 0,9 1.5 0,86 1,6 0,71 1.5 0,57 1,1 0,45 1,0 0,33 0,65
СДК(П)-18-49-16 1,0 1,0 0,98 0,93 0,91 0,8 0,64 0,51 0,36
СДК(П)-18-91-16 1,0 1,21 1,52 1,66 1,86 2,2 2,07 1,66 1,1
СДК(П)-18-76-16 1,0 1,0 1,0 1,19 0,96 1,5 0,92 1,66 0,9 1,84 0,78 2,16 0,64 2,03 0,48 1,78 0,36 1,5
СДК(П)-17-46-20 1,0 1,0 1,0 1,25 0,96 1,5 0,95 1,70 0,93 2 0,81 2,46 0,61 2,29 0,44 1,46 0,26 1.П
СДК(П)-18-39-20 1,0 1,0 1,0 1,21 0,98 1,46 0,95 1,68 0,9 1,86 0,8 2,04 0,63 1,79 0,45 1,5 0,3 1,29
СДК(П)-18-49-20 1,0 1,0 0,98 1,19 0,96 1,44 0,93 1,63 0,91 1,81 0,76 1,97 0,6 1,56 0,47 1,5 0,36 1,0
210
Продолжение приложения П-2
Скольжение, отн. ед.
Серия двигателя 1.0 0,8 0,6 0,5 0,4 0,2 0.1 0,05 0,025
СДК(П)- 18-61 -20 СДК(П)-18-74-20 1,0 1.0 1,0 1,17 0,96 1,46 0,92 1,6 0,89 1,74 0,77 1,86 0,61 1,71 0,48 1,43 0,4 1,14
СДК(П)-19-54-20 1,0 1,0 1,0 1,25 0,98 1,5 0,93 1,67 0,9 1,96 0,78 2 0,65 1,92 0,5 1,79 0,4 1,29
СДК(П)-19-69-20 1,0 1,0 1,0 1,22 0,98 1,48 0,93 1,59 0,91 1,81 0,8 1,93 0,65 1,81 0,57 1,56 0,46^ 1,11 Л
СДК(П)-18-49-24 СДК(П)-18-61-24 1,0 1,0 1,0 1,18 0,98 1,5 0,94 1,71 0,92 1,91 0,76 2,35 0,53 2,11 0,33 1,32 0,18^ 1,18'.
СДК(П)-19-46-24 1,0 1,0 1,0 1,14 0,97 1,48 0,95 1,76 0,92 2,0 0,82 2,67 0,64 2,67 0,54 2,14 0,33, 1„52 .
СДК(П)-19- 54-24 1,0 ИО 1,0 1,21 0,98 1,54 0,95 1,71 0,93 2 0,81 2,54 0,67 2,5 0,55 2,1 0,38'Я 1.54Я
СДК(П)-19-69-24 1,0 1,0 1,0 1,15 0,97 1,46 0,95 1,62 0,92 1,85 0,82 2 0,64 1,85 0,54 1,58 0,33 1,27Я
С ДК(П)-19-84-24 1,0 1,0 1,0 1,14 0,98 1,4 0,95 1,61 0,93 1,82 0,81 1,96 0,67 1,82 0,55 1,61 0,38" 1,14 Л
. л,
ПРИЛОЖЕНИЕ-
1. Расчетные индуктивные сопротивления и постоянные времени
синхронных двигателей серии СТД
Тип двигателя UH.B л, % а x’d- % Xd-% Xs, % •Я-О» % 'c'd(l- c t'a- c \i’ c
СТД-630-2 6000 10000 14,68 14,25 22,73 21,91 181,0 175,0 17,91 17,39 5,70 5,48 2,51 2,51 0,314 0,314 0,0392 0,0393 1 о о
СТД-800-2 6000 10000 14,25 14,53 22,79 23,30 188,0 192,0 17,39 17,73 5,90 6,03 2,52 2,62 0,318 0,318 0,0397 0,0398 0,0373“” 0,031-4
СТД-1000-2 6000 10000 13,31 12,76 22,20 21,10 193,0 183,8 16,20 15,57 6,16 5,83 2,81 2,81 0,322 0,323 0,0403 0,0403 0,0395 0,0317
СТД-1250-2 6000 10 000 13,78 13,73 28,00 20,72 163,0 163,0 15,80 16,75 4,62 4,58 2,86 2,88 0,367 0,366 0,0460 0,0458 0,0562 0,0404
СТД-1600-2 6000 10 000 12,85 13,39 22,00 21,10 165,0 171,6 15,70 16,34 4,71 4,93 3,05 3,05 0,371 0,375 0,0454 0,0470 0,0588 0,0404
СТД-2000-2 6000 10 000 13,44 13,28 22,13 21,97 186,7 186,5 16,40 16,20 5,42 5,35 3,20 3,20 0,379 0,377 0,0475 0,0471 0,0523 0,0426
СТД-2500-2 6000 10000 14,25 15,05 22,20 23,63 154,5 163,6 17,40 18,36 4,07 4,32 3,66 3,66 0,527 0,529 0,0659 0,0662 0,0740 0,0565
СТД-3200-2 6000 10000 14,04 14,39 23,13 23,48 169,0 169,3 17,13 17,56 4,49 4,58 3,89 3,89 0,533 0,539 0,0660 0,0674 0,0782 0,0544
211
Продолжение приложения П-3
Тип двигателя vH,B xd-% r-'d- % xd> % Хз, % XO* % с с t. ’ с а V С
СТД-4000-2 6000 10 000 14,80 14,29 25,57 24,58 192,1 185,1 18,05 17,43 5,10 4,88 4,02 4,02 0,535 0,534 0,0669 0,0667 0,0596 0,0560
СТД-5000-2 6000 10000 13,70 13,61 24,90 24,81 196,4 196,3 16,70 16,60 5,32 5,30 4,29 4,29 0,544 0,542 0,0680 0,0667 0,0697 0,0598
СТД-6300-2 6000 10 000 15,31 15,54 26,8 26,77 214,8 218,5 18,70 18,96 7,31 6,70 5,76 5,80 0,720 0,709 0,0900 0,0886 0,0935 0,0845
СТД-8000-2 6000 10 000 14,32 14,47 25,70 25,84 219,0 219,2 17,47 17,65 6,72 6,76 6,06 6,06 0,711 0,714 0,0888 0,0893 0,1070 0,0777
СТ Д-10000-2 6000 10000 12,57 12,91 23,26 24,40 206,0 219,4 15,30 15,75 6,45 6,82 6,46 6,50 0,729 0,722 0,0911 0,0902 0,948 0,0840
СТД-12500-2 6000 10 000 12,00 12,09 23,53 23,60 218,4 218,5 1’4,63 14,75 6,805 6,83 6,72 6,72 0,724 0,727 0,0905 0,0908 0,1060 0,0773
2. Расчетные индуктивные сопротивления и постоянные времени
синхронных двигателей
Тип двигателей Рд.кВт VH,B /г xd- % х", Q . % x'd- % xq> % V'c т , C Q c ’a- c
6000
СТМ-12000-2 12000 10 000 11,7 18 188 188 0,096 0,4 0,766 0,29
СТМ-3500-2 3500 6000 11 18 172 172 0,065 0,512 0,09
СТМ-3500-2 3500 10 000 12 18 174 174 0,066 0,529 0,09
СТМ-1500-2 1500 6000 12 18 159 159 0,048 0,382 0,09
С Д-12-46-6 400 6000 154,7 82,1 0,00946 0,616
ДСП-116/49-4 1300 6000 23 24 30 170 85 0,0034 0,45
ДСП-213/59-16 2000 6000 19 32 82 50 0,071 0,63
ДСП-140/74-4 2000 6000 12,5 13,4 17,5 129 70 0,043 0,43 0,092
ДСП-140/74-4 3000 6000 18 20,1 28 200
СМ-165/85-6 3800 6000 16 17 25 130 70 0,006 0,7 0,08
МС-322-8/6 1000 6000 15,2 17,4 24,4 96 59 0,00932 0,0132 0,56 0,092
СДСЗ-17-41-16 1200 6000 14,2 15,3 24,2 78,5 49 0,0056 0,00728 0,35 0,0495
СДЗ-13-34-6А 450 6000 13,3 14,3 19,3 144 83 0,014 0,27 0,026
ДСЗ-1608-6 800 6000 16,9 18,3 24,4 139 83 0,0054 0,35 0,042
ДСЗ-19У16-12 6550 6000 18 30,8 117 68,7 0,00771 0,878 0,11
СД-12-46-8 320 6000 16,4 17,6 23,5 161 104,6 0,00708 0,257 0,0356
СДУ-18-54-16 3200 6000 14 16 21 102 54 0,011 0,017 0,344 0,058
212
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ ' Г
<-т
ж
1. Горев А. А. Переходные процессы синхронной машины. М., Госэнергоиздй!»1
1S50. 551 с. ±
2. Park К. Н. Two reactions theory of synchronous machines. Generalzed methofc
analysis. Pt 1, Trans. A'I'EE, 1929. 71'6 p. '
3. Park К- H. Two reactions theory of synchronous machines. Pt II, Trans. AIE
1933. 352 p. J
4. Костенко M. П. Электрические машины (спец, часть). М.» ГосэпсргоиздйЯ
1949. 7112 с. Я
5. Ульянов С. А. Электромагнитные переходные процессы в электрических сист-Д
мах. М., «Энергия», 1970. 512 с. Лм
6. Жданов П. С. Устойчивость электрических систем. М., Госэнергоиздат, 194к1
399 с.
7. Мамикоияиц Л. Г. Токи и моменты вращения, возникающие в синхрония
машине при включении ее способом самосинхронизации. — «Труды ЦНИЭЛ», вып. Иж
1956, с. 9—88. W
8. Лайбль Т. Теория синхронной машины при переходных процессах. М., ГосэнеЖ
гоиздат, 1957. 168 с. ’
9. Веников В. А. Переходные электромеханические процессы в электрические
системах. М., «Энергия», 1964. 378 с.
10. Яико-Триницкий А. А. Новый метод анализа работы синхронных двигата!*,-
щи резкопеременных нагрузках. М„ Госэнергоиздат, 1958. .103 с. V
11. Казовский Е. Я- Переходные процессы в электрических машинах перемен!™
тока. М., Изд-во АН СССР, S962. 624 с.
12. Анормальные режимы работы крупных электрических машин. Л., «HayiptM
1969. 429 с. Авт.: Е. Я. Казовский, Я. Б. Данилевич, Э. Г. Кошарский, Г. В. Рубийнг'
13. Edgerton Н., Fourmarier Р. The pulling into step of a salient pole synchronise
motor. Paper presented at Winter Convention of AIEE, N. Y., January 1931, p. 26^-$fi.f,
1,4. Павлюк К., Беднарек С. Пуск и асинхронные режимы синхронных двигатё^к|'
М., «Энергия», 1971. 275 с. ' „
15. Сыромятников И. А. Режимы работы синхронных генераторов. М., Госэнергор ’
издат, 1952. 199 с.
• И6. Сыромятников И. А. Режимы работы асинхронных и синхронных электроде^
гателей. М., Госэнергоиздат, il963. 528 с.
17. Алексеев Е. А. Конструкция электрических машин. М.—Л., Госэнергоиздат,,
1949. 392 с.
18. Линдорф Л. С. Повышение (надежности работы синхронных двигателей. М»
Госэнергоиздат, 1960. .119 с. . •
19. Линдорф Л. С., Слодарж М. И. О допустимости несинхронного включений
синхронных двигателей. — «Промышленная энергетика», 197-1, № !10, с. 43—47. 1
20. Слодарж М. И. Повышение надежности работы синхронных двигателей с фор-
сировкой возбуждения. — «Промышленная энергетика», 1965, № 5, с. 15—17.
21. Слодарж М. И. Токи при самозапуске асинхронных электродвигателей.—
«Электрические станции», 1971, № 4, с. 40—42.
22. Слодарж М. И. Обеспечение надежной работы частотных делительных защит. •,
«Электрические станции», 1967, Ns 4, с. 83.
23. Слодарж М. И. Частотный пуск устройства АВР. — «Промышленная энерге-
тика», 1972, № lil, с. 6—7.
24. Слодарж М. И. Релейная защита и автоматика подстанции на ответвление
при наличии мощных синхронных двигателей. — «Электрические станции», 1969, № 9,
с. 74—77.
25. Федосеев А. М. Основы релейной защиты. М.—Л., Госэнергоиздат, 1961. 440 с.
213
26. Сирота И. М. Защита от замыканий на землю в электрических системах. Киев,
Изд-во АН УССР, 1955. 208 с.
27. Руководящие указания по релейной защите. Вып. 1. Защита генераторов,
работающих на сборные шины. М., Госэнергоиздат, 1961. 68 с.
28. Руководящие указания по релейной защите. Вып. 5. Защита блоков генера-
тор— трансформатор. М., «Энергия», 1963. 114 с.
29. Дударев Л. Е. Быстродействующие токовые защиты кабельных линий.—
«Промышленная энергетика», 1971, № 9, 18—20 с.
30. Костюк О. М. Автоматический регулятор возбуждения мощных синхронных
двигателей. Авт. свнд. № 156991. — Бюлл. изобрет. и товарных знаков, 1963, № 17
с. 32.
31. Вейнгер А. М. Автоматическое регулирование возбуждения крупных синхрон-
ных двигателей. — «Промышленная энергетика», 1967, № 10, 35—40 с.
32. Rosenberry С. М. A new brushless D. С. excited rotating field synchronous
motor. — «Application and Industry», 1960, vol. II, № 49, p. 136—139.
33. Habiick A., Kracke G. Rotierende Gleichrichterregung von Synchromotoren.—
«Siemens Zeitschrift», November 1968, H. II, S. 930—939.
34. Глебов И. А., Логинов С. И. Системы возбуждения и регулирования синхрон-
ных двигателей. Л, «Энергия», 1972. 113 с.
35. Вешеневский С. Н. Расчет характеристик и сопротивлений для электродви-
гателей. М., Госэнергоиздат, 1954. 327 с. . .
36. Реле защиты косвенного действия и комплекты защиты. Сводный каталог
№ 19, 1967, 60 с.
37. Никулин И. А., Трошин В. А., Тюханов Ю. М. Расчет режима возбуждения
синхронных двигателей, обеспечивающего минимум потерь электроэнергии. — «Элек-
тричество», 1965, № 14, с. 8—13. ч
38. Слодарж М. И. Устройство для предотвращения, несинхронного АПВ синхрон-
ных двигателей. Авт. свид. № 319991.—«Открытия. Изобретения. Промышленные
’Образцы. Товарные знаки», 1971, № 33, с. 175.
39. Барзам А. Б. Системная автоматика. М., «Энергия», 1973. 391 с.
40. Беркович М. Ач Семенов В. А. Основы автоматики энергосистем. М., «Энер-
гия», 1968. 431 с.
41. Дистанционная защита ДЗ-10У6. Информэлектро 07.22.il6.73. 4 с.
42. Линдорф Л. С., Хоренян А. X., Ротенберг Л. И. Улучшение условий ресин-
хронизации синхронных двигателей поршневых компрессоров. — «Промышленная
энергетика», 1972, № 4, с. 10—13.
43. Важное А. М. Электрические машины. Л., «Энергия», 1969. 768 с.
44. Зусковнч Р. Д., Слодарж М. И. Компенсация емкостного тока и селективная
защита от однофазных замыканий на землю в разветвленных сетях 6—10 кВ.—
«Электрические станции», 1973, № 12 с. 68—72.
45. Слодарж М. И., Фридман А. Ю. Схемы автоматического включения резерв-
ного питания при наличии синхронных и асинхронных электродвигателей. — «Электри-
ческие станции», 1975, № 4, с. 53—57.
46. Гельфанд Я- С., Голубев М. Л., Царев М. И. Релейная защита и
электроавтоматика иа переменном оперативном токе. М., «Энергия», 1973. 279 с.
47. Кожин А. Н., Рубинчик В. А. Релейная защита линий с ответвлениями. М,
«Энергия», 1967. 262 с.
48. Шабад М. А. Расчеты релейной защиты. Л., «Энергия», 1972. 175 с.
49. Каскадный пуск генераторов-двигателей ГАЭС. — «Электричество», 1975, №1,
с. 49—54. Авт.: И. А. Глебов, С. П. Васильевский, Н. В. Шулаков и др.
50. Слодарж М. И., Фридман А. Ю. Дифференциальная защита генераторов и
высоковольтных электродвигателей переменного тока. — «Электрические станции»,
1971, № 5,- с. 85. ,
ОГЛАВЛЕНИЕ
Предисловие....................................
Введение . . ....................
Глава первая. Основные свойства синхронных двигателей...................... flL
1-1. Принцип работы.............................................8^:
1-2. Основные параметры, характеризующие работу, синхронного двигателя $
в стационарном режиме . ................................ 9>.р
1-3. Основные уравнения синхронного двигателя...................Ify
1-4. Векторная диаграмма, описание работы двигателя в синхронном ре- «•-.
жиме...........................................................18й.
1-5. Активная мощность, момент, статическая перегружаемость, угол на- .'Р
грузки............................................................19
ll-б. Синхронный двигатель—источник реактивной мощности. П-образные
характеристики . .........................................20.
1-7. Основные параметры, характеризующие работу синхронного двигателя
в нестационарном режиме . . . •...........................24-
1-8. Асинхронный режйм.....................‘.......................26'’
1-9. Моменты синхронного двигателя при асинхронном режиме ... 31
1-10. Уравнение движения синхронного двигателя при частоте вращения,
• X близкой к синхронной. Вхождение в синхронизм. Динамическая устой- ? V
:д чивость. Понятие о результирующей устойчивости..................-33
Глава вторая. Системы возбуждения синхронных электродвигателей ... 39
2-1. Электромашинные возбудители......................................39
2-2. Статические системы возбуждения с использованием тиристорных
преобразователей ................................................. 43
2-3. Бесщеточные системы возбуждения .................................49
2-4. Сравнительная оценка различных систем возбуждения................51
Глава третья. Пуск синхронных электродвигателей............................52
3-1. Виды применяемого пуска..........................................52
3-2. Асинхронный пуск.................................................53
3-3.‘ Частотный пуск . '..............,...............................94
3-4. Другие виды пуска ..............................•................98
Глава четвертая. Самозапуск синхронных электродвигателей .... ЮЗ
4-1. Общие вопросы самозапуска. Поведение синхронных двигателей при
кратковременных перерывах питания....................................ЮЗ
4-2. Изменение скорости и угла синхронного двигателя при кратковремен-
ной потере питания...................................................Ю5
4-3. Токи в обмотках и электромагнитные моменты вращения, возникаю-
щие в синхронных двигателях при самозапуске ......-• Ю9
4-4. Условия допустимости несинхронного включения синхронных двига-
телей ...............................................................*Ю
4-5. Ресинхронизация синхронных электродвигателей......................Ю2
Глава пятая. Поведение синхронных двигателей при ненормальных режимах
питающей сети.........................................................
5-1. Отклонение напряжения..........................................
130
130
215
5-2. Отклонение частоты...............................................133
5-3. Отклонение напряжения и частоты..................................134
5-4. Поведение синхронных двигателей при глубоких понижениях напря-
жения и коротких замыканиях.......................................135
Глава шестая. Релейная защита и автоматика синхронных электродвигате-
лей . .........................................................140'
6-1. Общие требования, виды' повреждения, ненормальные режимы . .
6-2. Защита от междуфазных повреждений.............................
6-3. Защита от замыканий на землю обмотки статора..................
6-4. Защита синхронных двигателей от работы в асинхронном режиме
6-5. Защита от перегрузки............................
6-6. Минимальная защита напряжения и частоты.......................
6-7. Защита от второго замыкания на землю в цепи возбуждения
. 6-8. Гашение поля . ...........................................
6-9. Согласование схем защиты .и автоматики питающей сети. Схемы ре-
синхронизации синхронных двигателей........................... . .
Глава седьмая. Определение параметров синхронных электродвигателей .
7-1. Определение параметров синхронных двигателей по каталожным
данным.............................................................
7-2. Экспериментальное определение параметров синхронных электродви-
гателей ................................. . .............
Приложения........................ . ..........................
Список литературы........................................................
140
141 \.
149'
154;.
167
168
170 .
172 >
191 i
г
191 1
194 4
203 л.
213
МИХАИЛ ИСААКОВИЧ СЛОДАРЖ
РЕЖИМЫ РАБОТЫ, РЕЛЕЙНАЯ ЗАЩИТА
И АВТОМАТИКА СИНХРОННЫХ ЭЛЕКТРОДВИГАТЕЛЕЙ
Редактор Я. С. Гельфанд
Редактор издательства Л. В. Копейкина
Технический редактор И. А. Г а л а н ч е в а
Корректор М. Г. Гулина
- ИБ № 344
Сдано в набор 17/IX 1976 г. Подписано к печати 20/1 1977 г. Т-04103
Формат 70Х100»/1в Бумага машиномелованная
Уел. печ. л. 17,55 Уч.-изд. л. 16,95
Тираж 6600 экз. Зак. 801 Цена 90 коп.
Издательство «Энергия», Москва, М-114, Шлюзовая иаб.. 10.
Московская типография № 10 Союзполиграфпрома
при Государственном комитете Совета Министров СССР
по делам издательств, полиграфии и книжной торговли.
Москва. М-114, Шлюзовая наб., 10.