книги из ГПНТБ / Болотин, Б. И. Инженерные методы расчетов устойчивости судовых автоматизированных электростанций

ф и к т и в н а я э . д . с .

угол между векторами напряжения узла нагрузки и э. д. с.

1 (2)*“l (2)

Определение статических коэффициентов передачи регулятора воз­ буждения. Регулятор возбуждения содержит нелинейности в каналах регулирования, поэтому коэффициент передачи каждого из каналов (по отклонению напряжения и по возмущению) зависит от положения рабочей точки на внешней характеристике генератора, а также от коэффициента передачи другого канала регулирования. На рис. IV.3 показаны существенно нелинейные внешние характеристики генера­ тора типа ГСС-114-8, которые изменяют свою крутизну в зависимости от нагрузки, что вызвано изменением коэффициента токового ком­ паундирования R x. Процедура экспериментального определения коэф­ фициентов передачи каналов компаундирования R x и R 2 с использо­ ванием уравнения регулятора возбуждения [46] была описана в § 7. Из этого же уравнения при определенных коэффициентах R x я R 2 можно найти значение выходного тока корректора гу, необходимого для расчета коэффициента передачи корректора kK в данной рабочей точке.

Из выражения (11.68) имеем

Если внешняя характеристика генератора при отключенном кор­ ректоре идет параллельно оси абсцисс, то с ростом нагрузки i не ме­ няется. Если внешняя характеристика падает или возрастает, то ток iy либо уменьшается, либо увеличивается по сравнению с холостым хо­ дом. На рис. IV.4 показано изменение тока управления iy для различ­ ных генераторов при изменении нагрузки. Изменение значения тока iy влияет на коэффициенты передачи нелинейных электромагнитных

190

элементов корректора, которыми (в зависимости от конструкции корректора) могут быть трансформатор с подмагничиванием (генера­ торы типа МСК завода БЭМЗ, пос. Баранчинский) или дроссель отбора и магнитный усилитель (генераторы типа МСК завода «Электросила» с системой самовозбуждения БССВ). Коэффициенты передачи дросселя отбора и трансформатора с подмагничиванием по каналу управления

Имея эти два семейства характеристик, снятых на разных нагруз­ ках (/ = var), всегда в каждой рабочей точке можно определить ко­ эффициент усиления корректора в виде

Следует отметить, что электромагнитные элементы регулятора в зависимости от величины входного тока могут изменять и свою по­ стоянную времени. На рис. IV.5 приведены экспериментально снятые зависимости постоянной времени обмотки управления трансформатора фазового компаундирования Ту = / (iy) для генератора типа МСК- 92-4 завода БЭМЗ пос. Баранчинский. С увеличением значения тока управления г'у постоянная времени обмотки управления уменьшается. Магнитный усилитель корректора также изменяет свою постоянную времени при изменении тока управления. Об этом более подробно будет сказано в главе VI.

191

ГЛАВА V

РАСЧЕТ СТАТИЧЕСКОЙ УСТОЙЧИВОСТИ САЭС

В данной главе на различных примерах из судовой практики будет проиллюстрирована методика инженерного расчета статической устойчивости САЭС.

Все расчеты делаются для ненасыщенных паспортных параметров генераторов, так как в настоящее время еще не имеется общепринятой методики определения насыщенных значений. Однако при наличии таких значений они легко могут быть введены в расчет. Практика показывает, что учет насыщения уменьшает запас устойчивости, поэтому желательно расчет производить, используя насыщенные зна­ чения параметров.

Расчеты произведем в следующей последовательности:

1. Комплексный расчет устойчивости параллельной работы ГА с сетью, в который входит определение

—устойчивости электромагнитного контура;

—устойчивости электромеханического контура без учета регулиро­ вания скорости;

— устойчивости электромеханического контура при совместном учете регулирования возбуждения и скорости.

2.Комплексный расчет устойчивости параллельной работы оди­ наковых ГА (производится в той же последовательности, что и расчет параллельной работы ГА с сетью).

3.Расчет устойчивости параллельной работы ГА с системой авто­ матического распределения активной мощности (САРАМ).

4.Расчет устойчивости параллельной работы ГА с комбиниро­ ванными PC и быстродействующей системой распределения активной мощности.

Эти расчеты практически охватывают весь круг случаев параллель­ ной работы, которые могут встретиться в судовой практике.

Комплексный расчет устойчивости параллельной работы ГА с сетью проведем для случаев ТГ и ДГ в целях сравнительной оценки парал­ лельной работы агрегатов с большими и малыми моментами инерции.

192

5. Данные дизеля: Тд. дг = 2 с. Самовыравниваяием дизеля пре­ небрегаем.

6 . Данные PC дизеля: дизель непрямого действия с изодромной обратной связью, имеет сложную ПФ, которая в рабочем диапазоне частот при параллельной работе с сетью может быть на основании эксперимента аппроксимирована ПФ колебательного звена следующего вида:

* V c (p ) =

§17. Расчет устойчивости электромагнитного контура

Врезультате расчета требуется определить значение настроечного параметра ko c, обеспечивающего декремент затухания электромаг­ нитного контура не менее 0 ,2 , и значение собственной частоты колеба­ ний электромагнитного контура озов в зависимости от настроечного параметра кб, п р при выбранном k0 с.

Определим по формуле (IV. 117) значение фиктивной э. д. с. в ис­ следуемой рабочей точке:

£ « . = / (“ + ^ ) ' + ( - ^ ) ’ =

По формуле (II 1.39) найдем значение коэффициента &0. с, при ко­ тором электромагнитный контур находится на границе устойчивости:

193

электромагнитного контур а изменяется приблизительно в ]/"йб п р раз. Значения коэффициента а3, а также 1э1 и со0£ будут использованы при следующем расчете устойчивости электромеханического контура.

Таблица V.1

§18. Расчет устойчивости электромеханического контура без учета регулирования скорости

(с учетом регулирования возбуждения)

Врезультате расчета требуется определить значение настроечного параметра k6 п р, обеспечивающего наибольший запас устойчивости электромеханического контура, и значение коэффициентов ПФ элект­ ромеханического контура при найденном оптимальном значении k6 п р.

Расчет будем производить параллельно для ТГ и ДГ по следую­ щим этапам:

— определение параметров нерегулируемого объекта t 0 и о>0;

— определение коэффициентов проходной ПФ W s (р), k6 и T61k'6 =

—

— построение границы устойчивости электромеханического кон­ тура в плоскости коэффициентов k0 и kKk6.п. р и выбор оптимального коэффициента &б. р;

— определение коэффициентов ПФ электромеханического контура при выбранном оптимальном коэффициенте кб:п р.

Найдем необходимые для расчета параметры, определяемые ис­ следуемым режимом и параметрами собственно генератора. По фор­ муле (IV. 116)

194

енты dt -ч- ds найдем по формулам (III.51) — (III.54). Коэффициенты

диапазоне находятся вспомогательные коэффициенты k&, Гер k6T,

(III. 132), (III.133);

Значение коэффициента а 3 берется по предыдущему расчету элек­ тромагнитного контура. Результаты расчетов сведены в табл. V.2.

Построение границы устойчивости в плоскости коэффициентов

k0 и kKk6 n, v. По формуле (III. 135) найдем значения k0 на колеба­ тельной границе устойчивости в зависимости от определенных ранее значений параметров ю0£; | э1; £0; со0; Т 0.

195

Таблица V.2

Так как со0£ и £ э1 зависят от коэффициента М б . п. Р>то &0 кРит =

/ (М б. п. р)•

В табл. V.3 приведены значения А; | э1; | 0; Т0; М Рит при М б. п. р в диапазоне 0,25 -г- 1 для случая ТГ и ДГ.

Таблица V.3

На рис. V.1 представлена колебательная граница устойчивости

электромеханического контура в плоскости параметров k0 и М б. п. р для ТГ и ДГ (кривые 1 и 2 соответственно). На этом же рисунке по­

вой 1, которая является границей устойчивости для ТГ в плоскости параметров k0 и М б. п. Р> т. е. электромеханический контур ТГ не-

196

устойчив во всем реальном диапазоне изменения kKk6 n p . Напротив, электромеханический контур ДГ устойчив во всем диапазоне настройки (кривая 2 лежит выше кривой 3). Для того чтобы обеспечить устойчи­ вость в случае ТГ, увеличим постоянную времени демпферной обмотки T q в 2,7 раза. При этом, согласно (III.48), в 2,7 раза увеличится дек­

выше кривой 3, т. е. электромеханический контур ТГ будет устойчивым. Как следует из рис. V. 1, с увеличением &к&б. п. р области устойчи­ вости сужаются. Следовательно, оптимальным значением параметра настройки kKk6<п. р, при котором обеспечивается наибольший запас устойчивости электромеханического контура, в обоих случаях является

Подставим эти значения в знаменатель (характеристический поли­

Запишем ПФ электромеханического контура в виде произведения типовых звеньев

1

(0,222р2 + 2-0,383-0,22р + 1)

,66 (1 — 0,007)

197

Корни характеристического уравнения будем находить так же,

как для ДГ. В результате = — 1,3; р 2 = — 9,5; р ЗА = —0,07 + /9,05;

(0,22ар2 + 2.0,383-0,22р4- 1)

(0,105р + 1) (0,76/0 + 1) (0,11аР2 + 2 0,008-0,1 Ip + 1)

§ 19. Расчет устойчивости электромеханического контура при одновременном учете регулирования

возбуждения и скорости

Следует определять значение настроечных параметров PC, обеспе­ чивающих наибольший запас устойчивости электромеханического контура при учете регулирования возбуждения и скорости. Так как замыкание через PC является последним, то исследование устойчи­ вости наиболее удобно производить по разомкнутой ПФ электромеха­ нического контура:

(p) = W3l(p)Wp. c ( p ) - ^

ПФ электромеханического контура при учете только регулирования возбуждения определена предыдущим расчетом. ПФ регулятора ско­ рости имеет следующий вид:

6

^р . С Д Г (Р) =

Вначале главы отмечалось, что данная ПФ была приближенно ■определена экспериментально. Во время испытаний дизель-генератора мощностью 1,5 мВт при параллельной работе его с сетью наблю­ дались автоколебания. Строгое решение данной нелинейной задачи было описано в работе [25]. Однако имеется менее строгий линей­ ный подход, приводящий к более быстрому решению задачи при сохранении достаточной точности. Этот подход состоит в предполо­ жении о том, что сложный, включающий нелинейности PC в опреде­ ленном рабочем диапазоне частот может быть заменен эквивалентным линейным звеном, вносящим в этом диапазоне такой же фазовый сдвиг и обладающим тем же динамическим коэффициентом усиле­ ния, что и реальный PC.

На рис. 1.8 были показаны автоколебания ДГ с сетью и установ­ лено, что при частоте почти гармонических автоколебаний со = 4,3 Гц PC обеспечивает сдвиг по фазе ф ~ —90° и имеет динамический ко­

эффициент усиления йдин = |И7р с (/ю)[. Предполагая, что ПФ ре­ гулятора скорости может быть аппроксимирована звеном второго по­

198

рядка, определим ее параметры. Для этого необходимо решить систему из следующих двух уравнений:

Следовательно, трехчлен распадается на два апериодических звена

199