Система стабилизации тока для электролиза цветных металлов на основе регулятора переменного напряжения с вольтодобавочным трансформатором и 12-пульсным диодным выпрямителем

Электролиз цветных металлов (ЭЦМ) является очень энергоемким процессом. Так, например, для производства одной тонны алюминия путем электролиза на передовых заводах требуется 12 000–14 000 кВт∙ч на тонну алюминия [1–3]. При этом объем выпущенного в мире за 2023 год первичного алюминия оценивается более чем в 70 млн т, а энергозатраты на его производство – в 957,086 ГВт∙ч [4]. Поэтому для подобных технологических процессов важным становится не только непосредственное совершенствование технологии с целью уменьшения энергозатрат, но и эффективная и обладающая высокой электромагнитной совместимостью (ЭМС) система стабилизации и регулирования постоянного тока.

Для оптимизации процесса электролиза технологам требуется поддерживать постоянный ток электролиза на уровне 1 % [5], что позволяет снизить потери в токоведущих элементах, повысить выход по току серии [5, 6], а также избежать несоответствия оптимальной температуре электролизных ванн [7]. С этой целью на промышленных предприятиях применяют мощные выпрямители (десятки – сотни МВт) со ступенчатым регулированием напряжения с помощью переключающего устройства на первичной стороне выпрямительного трансформатора (ВТ) или фазовый способ управления тиристорами или дросселями насыщения на вторичной стороне трансформатора [5, 6, 8–13]. Достоинством ступенчатого метода регулирования является его простота и малое влияние на коэф- фициент мощности, а недостаток – невозможность стабилизации тока на уровне 1 % по причине дискретного изменения напряжения между отпайками трансформатора, не превышающего значения 1,5–4,0 % [14]. Последний недостаток устраняется в выпрямителях с фазовым способом управления на основе тиристоров, но ценой существенного ухудшения коэффициента мощности. Поэтому для производства электролиза цветных металлов наибольшее применение получили выпрямители с комбинированным способом управления на основе ступенчатого и фазового регулирования напряжения [5, 13, 15]. Практика эксплуатации подобных систем также показала невысокую электромагнитную совместимость комплекса с питающей сетью из-за роста потребления реактивной мощности и ухудшения качества питающего напряжения за счет фазового способа управления тиристоров или дросселей насыщения. Как правило, вышеуказанный недостаток является основной причиной завышения габаритной мощности выпрямительных трансформаторов, а также роста расходов на электроэнергию за счет оплаты штрафов за потребление реактивной мощности сверхдопустимых значений [12, 16]. Для устранения этого требуется установка дорогостоящих фильтро-компенсирую-щих устройств на предприятиях цветной металлургии [12]. С учетом изложенного остается актуальной задача разработки систем стабилизации и регулирования тока для предприятий цветной металлургии с улучшенными показателями ЭМС комплекса с питающей сетью. Данная задача может быть решена за счет применения трехфазного регулятора переменного напряжения (РН) с вольтодобавочным трансформатором (ВДТ) совместно с 12-пульсным выпрямителем и переключением отпаек в ВТ на первичной стороне.

Анализ литературы [17–19] показал, что близкие схемотехнические решения трехфазных РН с ВДТ рассматриваются для выполнения других задач в области силовой электроники, например, компенсации реактивной мощности и высших гармоник напряжения в системах электроснабжения, а также стабилизации напряжения сети. Основным недостатком таких решений является большая установленная мощность данных устройств, рассчитываемая на полную мощность компенсации реактивной мощности, либо мощности искажений.

Способ регулирования постоянного напряжения 12-пульсного диодного выпрямителя на базе РН с ВДТ был предложен Ю.И. Хохловым [20] и рассмотрен в работах [21–23]. Однако здесь практически не уделяется внимание вопросам разработки современной системы управления трехфазного РН с ВДТ, позволяющей автоматически переключать отпайки ВТ с возможностью плавного регулирования переменного напряжения и компенсацией высших гармоник на выходе РН, вызван- ных нелинейным входным током 12-пульсного диодного выпрямителя. Отсутствуют какие-либо данные по сравнению ЭМС систем стабилизации тока на базе трехфазных РН с ВДТ с широко применяемыми в промышленности ССТ на основе фазового способа управления тиристорами и переключением отпаек в ВТ. На решение данных вопросов направлена данная статья.

Здесь следует также отметить, что в системе стабилизации тока для ЭЦМ, построенной на основе трехфазного РН с ВДТ, для выпрямления тока используются самые простые и надежные полупроводниковые приборы – диоды вместо тиристоров и дросселей насыщения, последние из которых, как известно, обладают достаточно большими массогабаритными показателями и большими потерями, а также способствуют появлению четных гармоник в сетевом токе из-за собственных разбросов электромагнитных параметров [13]. Кроме этого, мощность трехфазного РН с ВДТ весьма мала и составляет всего лишь несколько процентов от мощности выпрямительного трансформатора, что изначально предполагает невысокую его стоимость при внедрении в производство.

Функциональная схема системы стабилизации тока электролиза цветных металлов и система управления регулятора переменного напряжения с вольтодобавочным трансформатором и 12-пульсным диодным выпрямителем В функциональной схеме, приведенной на рис. 1, для регулирования и стабилизации тока нагрузки применяется комбинированный способ регулирования постоянного напряжения на выходе 12-пульсного диодного выпрямителя, заключающийся в дискретном регулировании выпрямленного напряжения за счет переключения отпаек выпрямительного трансформатора на первичной стороне и плавном регулировании переменного напряжения между отпайками при помощи РН с ВДТ.

12-пульсный диодный выпрямитель (ДВ) построен на основе двух трехфазных мостовых схем выпрямления, включенных параллельно, с целью увеличения тока нагрузки. Ограничение уравнительного тока между двумя мостами осуществляется за счет реактора L _УР (см. рис. 1). Понижение и дискретное регулирование напряжения на входе выпрямителя производится при помощи выпрямительного трансформатора ВТ с отпайками на первичной стороне, переключение которых может выполняться как под нагрузкой, так и в сочетании с переключением диапазонов напряжений без возбуждения (ПБВ). Это обеспечивает широкий диапазон регулирования напряжения на выходе 12-пульс-ного выпрямителя 25–100 % относительно номинального напряжения [14], что перекрывает требуемый диапазон регулирования для различных типов электролизеров [15]. ВТ представляет собой

Рис. 1. Функциональная схема системы стабилизации тока электролиза цветных металлов на основе регулятора переменного напряжения с вольтодобавочным трансформатором и 12-пульсным диодным выпрямителем Fig. 1. Functional diagram of the current stabilization system for non-ferrous metal electrolysis based on an alternating voltage regulator with a booster transformer and a 12-pulse diode rectifier

трехобмоточный трансформатор, на двух вторичных обмотках которого формируется две трехфазные системы напряжений со сдвигом друг относительно друга на 30 эл. град. Нагрузка электролиза (см. рис. 1) представляет собой активно-индуктивную нагрузку с противо-ЭДС (ПЭДС).

В состав РН входят: автономный инвертор напряжения (АИН) с системой управления (СУ), вольтодобавочный трансформатор (ВДТ), выходные обмотки которого подключены последовательно с напряжением питающей сети, а также входной (Ф1) и выходной (Ф2) LC -фильтры (см. рис. 1). Выходной фильтр Ф2 используется для подавления высокочастотных гармоник АИН вследствие его работы в режиме широтно-импульсной модуляции (ШИМ). Питание АИН осуществляется с выхода 12-пульсного диодного выпрямителя через входной LC -фильтр Ф1, осуществляющий сглаживание выпрямленного напряжения для АИН.

Нагрузкой для РН является входной ток выпрямителя, который согласуется по величине с выходом АИН через ВДТ. Диапазон регулирования РН зависит от уровня напряжения между отпайками ВТ на первичной стороне и обычно составляет

1,5-4,0 % [14]. Поэтому РН выбирается по мощности чуть больше 1,5-4,0 % от мощности ВТ. Для уменьшения мощности РН в два раза в статье предлагается работа регулятора в синфазном и противофазном режимах между соседними отпайками ВТ. В синфазном режиме вектор добавочного напряжения РН U _РН добавляется к вектору напряжения сети U _С с одинаковой фазой (рис. 2a), а в противофазном, когда угол сдвига между указанными векторами равен 180 эл. град, вектор U _РН вычитается из вектора сети U _С (рис. 2b). В результате этого обеспечивается плавность регулирования напряжения между соседними отпайками ВТ. Здесь следует отметить, что в синфазном режиме РН потребляет энергию с выхода 12-пульсного выпрямителя и передает ее в сеть переменного тока, а в противофазном режиме направление потока мощности в схеме меняется на противоположный: от сети через РН в нагрузку электролиза.

С учетом того, что жесткость внешней характеристики РН с ВДТ, как правило, не превышает 8-10 % [22,23], то для полного регулирования

a)

^U РН

СУМ отпайки трансформатора

Диапазон напряжения

U РН

U С

^U СУМ

b)

Рис. 2. Векторные диаграммы работы РН с ВДТ в синфазном (а) и противофазном (b) режимах работы Fig. 2. Vector diagrams of the operation of the VR with BT in in-phase (a) and anti-phase (b) operating modes переменного напряжения между соседними отпайками ВТ на первичной стороне диапазон изменения напряжения на выходе РН и его мощность также возрастает на 8–10 %. Таким образом, мощность трехфазного РН с ВДТ весьма мала и составляет всего лишь несколько процентов от мощности выпрямительного трансформатора, она зависит от величины половины диапазона отпайки ВТ с последующим увеличением результата на 8–10 %, что изначально предполагает невысокую стоимость регулятора при его внедрении в производство.

Система управления РН с ВДТ построена по принципу подчиненного регулирования [24] с внешним контуром тока электролиза (КТЭ) и двух внутренних контуров регулирования напряжения (КРН) и тока (КРТ) регулятора (рис. 3). Внешний контур тока электролиза стабилизирует ток нагрузки за счет формирования управляющих сигналов для переключения отпаек nотп ВТ на первичной стороне и сигнала задания на РН uРН.ЗАД с учетом его работы в синфазном и противофазном режимах (см. рис. 2), что обеспечивает плавное регулирование напряжения на выходе 12-пульс-ного диодного выпрямителя. КТЭ состоит из датчика тока нагрузки ДТ4, источника сигнала задания тока нагрузки Id.ЗАД и многозонного регулятора тока (МРТ), структура которого впервые предложена в данной работе и будет рассмотрена в следующем разделе.

АВС

Рис. 3. Функциональная схема системы управления РН с ВДТ совместно с 12-пульсным диодным выпрямителем и переключением отпаек в выпрямительном трансформаторе

Fig. 3. Functional diagram of the VR control system with BT together with a 12-pulse diode rectifier and tap switching in the rectifier transformer

Внутренние контуры КРН и КРТ регулятора реализуют векторный принцип регулирования во вращающейся dq -системе координат, ориентированной по вектору напряжения сети [24, 25]. Данные контура обеспечивают регулирование переменного напряжения в диапазоне между соседними отпайками ВТ на первичной стороне в синфазном и противофазном режимах, осуществляют компенсацию высших гармоник напряжений на индуктивностях реактора выходного фильтра Ф2 и индуктивностях рассеяния ВДТ из-за несинусоидального входного тока 12-пульсного выпрямителя, а также устраняют резонансные явления в выходном LC -фильтре.

В КРН отрицательная обратная связь по напряжению формируется при помощи датчиков напряжения ДН4–ДН6, подключенных к последовательным обмоткам ВДТ, и блока преобразования координат abc / dq (см. рис. 3), синхронизированного с напряжением сети через датчики напряжения ДН1–ДН3 при помощи блока фазовой автоподстройки частоты (ФАПЧ) [26, 27]. На выходе ФАПЧ формируются: фазный угол синхронизации 0с.ф, амплитуда напряжения сети U C. m и синхронизирующий импульс f_{c ин} за один период напряжения сети. Регулирование напряжения в КРН обеспечивается за счет пропорционально-интегральных ПИ-регуляторов РН d и РН _q по осям d и q соответственно. Сигнал задания на РН _q и рн.ЗАд. _q задает фазовый сдвиг между вектором напряжения сети U _С и вектором РН U _РН, поэтому и рн.ЗАд. _q принимается равным нулю, что соответствует синфазному режиму регулирования напряжения РН при и РН.ЗАд. d > 0 и противофазному при и _РН . _ЗА д. d < 0 (см. рис. 2).

Во внутреннем КРТ используется отрицательная обратная связь по току реактора LC -фильтра Ф2, которая формируется за счет датчиков тока ДТ1–ДТ3 и блока преобразования координат abc / dq (см. рис. 3), синхронизированного с напряжением сети с выхода ФАПЧ. Расчет требуемых сигналов задания по напряжению для АИН во вращающейся dq -системе координат выполняют ПИ-регуляторы тока РТ d и РТ _q с последующим их преобразованием в неподвижную систему координат αβ при помощи блока обратного преобразования dq /ав и угла синхронизации 0_С . _Ф. Формирование требуемого напряжения на выходе АИН осуществляется с помощью пространственно-векторной широтно-импульсной модуляции (ПВШИМ) с пятиступенчатой последовательностью переключения [24], что позволяет на 1/3 уменьшить количество переключений в транзисторах по сравнению с семиступенчатой последовательностью и тем самым снизить коммутационные потери и массогабаритные показатели РН. Драйверы в системе управления РН обеспечивают потенциальную развязку и усиление управляющих импульсов для транзисторов.

Система управления многозонного регулятора тока

Многозонный регулятор тока осуществляет переключение отпаек ВТ на первичной стороне и формирует сигнал задания по напряжению для РН таким образом, чтобы в синфазном и противофазном режимах работы регулятора полностью перекрывался диапазон регулирования между соседними отпайками, а напряжение и ток на выходе 12-пульсного диодного выпрямителя плавно регулировались в широком диапазоне.

В состав МРТ входят (рис. 4): регулятор тока электролиза (РТЭ) интегрального типа, блоки расчета уровней переключений (РУП) и уставок нулевого уровня (РУНУ), регенеративные компараторы К1…К n , количество которых зависит от числа отпаек n _отп ВТ, блока ограничения включения отпаек на пониженном напряжении (ОВОПН), приоритетного шифратора CD , двоичного дешифратора DC , мультиплексора MUX , а также усилителя с коэффициентом к У . На рис. 4 максимальное количество компараторов принято равным 19, что соответствует числу отпаек в наиболее распространенных выпрямительных трансформаторах, выпускаемых для агрегатов цветной металлургии, химической промышленности и других электролизных производств [14].

Блок РУП вычисляет уставки для компараторов К1–К19, согласно которым включается необходимая отпайка трансформатора. При этом переключение отпаек должно происходить согласованно, то есть выпрямленное напряжение на выходе 12-пульсного выпрямителя в момент переключения с отпайки (n -1) на отпайку (n) (далее (n -1) ^ (n)) должно совпадать. Будем считать, что при переключении между двумя соседними отпайками жесткость внешней характеристики выпрямителя сохраняется постоянной. Это позволит существенно упростить расчет уставок МРТ. Учитывая принятое допущение, согласованное переключение будет осуществляться при равенстве вторичных напряжений на выходе ВТ

^U С.Ф. m + ^U РН.Ф. m .( n - 1) _ ^U С.Ф. m  ^U РН.Ф. m .( n )

k ВТ( n - 1)                     k ВТ( n )

Здесь U _С . _Ф . _m - амплитудное значение фазного напряжения сети; U рн.ф. m ( _п- 1) , U рн.ф. m ( n ) — амплитудное значение фазного напряжения на выходе РН в момент переключения отпаек ВТ с ( n - 1) ^ ( n );

к _ВТ ( _n- 1) , к _ВТ ( n ) — коэффициент трансформации ВТ на отпайках ( n -1) и ( n ). В выражении (1) знак «+» перед U _РН . _Ф . _m ( _n- 1) соответствует работе РН в синфазном режиме (см. рис. 2а), а знак «-» перед U _РН . _Ф . m ( _n ) — противофазному режиму (см. рис. 2b).

Обозначим через согласованное напряжение РН взаиморавные напряжения РН на отпайках ( n -1) и ( n )

^U РН.Ф. m .согл.( n - 1) ^ ( n )    ^U РН.Ф. m ( n - 1)    ^U РН.Ф. m ( n )^,

тогда с учетом (1) амплитудное значение фазного согласованного напряжения РН равно

U РН.Ф. m .согл.( n - 1) → ( n ) = U С.Ф. m

^{1 - k} ВТ( n ) ^k ВТ( n - 1)

^{1 + k} ВТ( n ) ^k ВТ( n - 1)

Согласованное напряжение РН в СУ с учетом постоянных коэффициентов системы управления

U СУ. m .согл.( n - 1) → ( n )

^k ДН

=    РН.Ф. m .согл.( n - 1) → ( n )

k _У

где k _ДН – коэффициент датчика напряжения в цепи обратной связи КРН; k _У – масштабный коэффициент, позволяющий согласовать диапазон уставок МРТ с выходным уровнем РТЭ.

ОТ

Рис. 4. Функциональная схема многозонного регулятора тока Fig. 4. Functional diagram of a multi-zone current regulator

Таким образом, уровни переключения компараторов К1–К19 (рис. 5а) в блоке РУП вычисляются согласно системе уравнений один раз за период напряжения сети при помощи синхронизирующего импульса f син с выхода ФАПЧ:

U П.1 = U РТЭ.min ;

U П.2 = U РТЭ.min + U РН.ЗАД.тах. d/ k У + U СУ. m .согл.(1) ^ (2) ;

U П. n = U РТЭ.шin

U РН.ЗАД. max. d

k _У

n - 1

+ U СУ. m .согл.( n - 1) ^ ( n ) + ^ ^2U СУ. m .согл.( a - 1) ^ ( a ) ^{для n} >  ^2.

a = 2

Здесь U _РТЭ.min – минимальное значение напряжения на выходе РТЭ; U _{РН.ЗАД.max. d} – максимальное значение сигнала задания по d составляющей на входе РН, добавление которого обеспечивает противофазный режим регулятора при работе на первой отпайке ВТ (см. рис. 5а).

Переключение компараторов К1–К19 в состояние логической «1» происходит при превышении сигналом с выхода РТЭ u _РТЭ соответствующих уровней переключений U _{П. n} с учетом зоны гистерезиса (рис. 5а–с), которая не показана на рис. 5. Наличие у компараторов К1–К19 петли гистерезиса позволяет избежать нежелательных переключений отпаек ВТ при возникновении колебаний в выходном сигнале РТЭ. Далее логические сигналы компараторов К1–К19 преобразуются приоритетным шифратором СD в двоичный код, который формирует сигналы управления для включения нужной отпайки трансформатора при помощи двоичного дешифратора DC (см. рис. 4).

Для организации синфазного и противофазного режимов работы РН (см. рис. 2) в блоке РУНУ производится расчет уставок нулевого уровня (НУ) между отпайками ВТ (см. рис. 4), вычитание которых из сигнала на выходе РТЭ u _РТЭ позволяет обеспечить смещение задания нулевого уровня для РН по оси d .

Уставки нулевого уровня в блоке РУНУ рассчитываются согласно системе уравнений:

U НУ.1

= U РТЭ.шт

U РН.ЗАД.max. d k _У

^U НУ. n = U П. n ⁺ U СУ. m .согл.( n - 1) ^ ( n ) для n >  ¹ .

U

U

u РТЭ ,В

^U П.16

U НУ.15

^U П.15

U НУ.14

U П.14

^{- U} СУ. m .согл.(13) ^ (14)

^{- U} СУ. m .согл.(14) ^ (15)

^{- U} РН.ЗАД.шах. d

U

СУ. m .согл.(1) ^ (2)

СУ. m .согл.(1) ^ (2)

^U СУ. m .согл.(14) ^ (15)

^U СУ. m .согл.(2) ^ (3)

a)

b)

c)

СУ. m ,согл.(14) ^ (15)

СУ. m .согл.(13) ^ (14)

d) 0

U П.3

U НУ.2

U П.2

U НУ.1

^U П.1 0

U РН.ЗАД.max. d

РТЭ.min

U

РН.ЗАД. max. d   k у

Рис. 5. Временные диаграммы сигналов многозонного регулятора тока

Fig. 5. Timing diagrams of the signals of a multi-zone current regulator

СУ. m .согл.(15) ^ (16)

СУ. m .согл.(14) ^ (15)

СУ. m .согл.(13) ^ (14)

t

t

t

РН.ЗАД. d

t

Выбор уставки НУ осуществляется за счет мультиплексора MUX , адреса каналов которого задаются двоичным кодом с выхода приоритетного шифратора СD (см. рис. 4).

Сигнал задания на входе РН по d-составляющей рассчитывается согласно выражению uРН.ЗАД.d = kУ ’ (uРТЭ - UНУ.n )•                                                                               (7)

Таким образом, если сигнал на выходе РТЭ u _РТЭ больше соответствующей уставки нулевого уровня U _{НУ п} (см. рис. 5а), то сигнал задания на РН и _{РН ЗА} д d >  0 (см. рис. 5d) и напряжение на выходе регулятора добавляется синфазно к напряжению сети (см. рис. 2а). В противном случае, если и _РТЭ <  U НУ _n (см. рис. 5а), то сигнал задания на РН и _РНЗА д _d <  0 (см. рис. 5d) и напряжение на выходе регулятора синфазно вычитается из напряжения сети (см. рис. 2b).

Расчет масштабного коэффициента МРТ выполняется следующим образом:

k _У

U НУ.19 + U РН.ЗАД.max. d

U РТЭ.max

*

где U _НУ19 - максимальная уставка нулевого уровня, которая рассчитывается согласно уравнениям (4)-(6) при k У = 1; U _РТЭтах — максимальное значение напряжения на выходе РТЭ.

В мощных выпрямительных трансформаторах цветной металлургии при работе только в положении ПБВ-1, как правило, три верхних отпайки (17, 18 и 19) предназначены для компенсации «просадок» напряжения сети [14]. С этой целью в МРТ вводится блок ограничения включения отпаек пониженного напряжения (ОВОПН), состоящий из трех регенеративных компараторов К17_ОГР–К19_ОГР, источника логического «0» и трех переключателей SA 1– SA 3 (см. рис. 4). Если амплитуда напряжения сети U C. m больше уставок 1, 2 и 3, то ключи SA 1– SA 3 подключаются к источнику логического «0», что блокирует включение 17, 18 и 19-й отпаек в ВТ. Включение данных отпаек происходит только при снижении амплитуды напряжения сети U _{C. m} заранее заданных значений уставок «Уст.1», «Уст.2» и «Уст.3», выбираемых на уровне «просадок» напряжения сети на 4, 7,5 и 10 % относительно номинального напряжения сети соответственно.

Компьютерное моделирование систем стабилизации тока электролиза на основе РН с ВДТ и 12-пульсным диодным выпрямителем, а также на основе 12-пульсного тиристорного выпрямителя

С целью сравнения ЭМС систем стабилизации тока для электролиза цветных металлов в программе MATLAB + Simulink были разработаны компьютерные модели ССТ на основе РН с ВДТ и 12-пульсным диодным выпрямителем, а также на основе 12-пульсного тиристорного выпрямителя.

В обеих системах использовался трехобмоточный выпрямительный трансформатор ТДНП-40000/10У1 с номинальным выпрямленным напряжением 850 В и током 25 кА [14]. Для дискретного регулирования выпрямленного напряжения данный трансформатор содержит 19 отпаек на первичной стороне, переключаемых без снятия напряжения, и три положения устройства ПБВ, обеспечивающего совместно с переключением отпаек под напряжением регулирование напряжения в широком диапазоне на выходе 12-пульсного диодного выпрямителя 25–100 % относительно номинального выпрямленного напряжения. Величина отпайки ВТ на первичной стороне равна 4 %, что соответствует значению, которое наиболее часто используется при проектировании силовых трансформаторов цветной металлургии [14].

Моделирование системы стабилизации тока на основе РН с ВДТ выполнялось по схемам, приведенным на рис. 1, 3 и 4, а основные параметры силового оборудования представлены в таблице.

С учетом того, что при моделировании жесткость внешней характеристики РН с ВДТ составила 10 %, а величина отпайки ВТ на первичной стороне равна 4,0 %, то при работе РН в синфазном и противофазном режимах между соседними отпайками ВТ требуемый диапазон регулирования регулятора по напряжению был выбран на уровне 2,2 % относительно номинального напряжения сети, а мощность РН также составила 2,2 % относительно мощности сетевой обмотки ВТ.

В таблице приняты следующие обозначения: S _С – номинальная мощность сетевой обмотки трансформатора; S _Т – номинальная расчетная мощность трансформатора; U _С.Л, U _В.Л – номинальные линейные напряжения на сетевой и вентильной обмотках трансформатора; U КЗ , Р КЗ – номинальное напряжение и мощность короткого замыкания трансформатора; I _ХХ, Р _ХХ – номинальный ток и мощность холостого хода трансформатора; Δ U _С – величина отпайки ВТ на первичной (сетевой) стороне; L _Ф, C _Ф – индуктивность и емкость LC -фильтра; R L – активное сопротивление реактора LC -фильтра; L УР , R УР – индуктивность и активное сопротивление уравнительного реактора; S _КЗ / S_Н – кратность короткого замыкания сети; L _C, R _C – индуктивность и активное сопротивление сети.

Параметры моделирования ССТ на основе РН с ВДТ Parameters for modeling a CSS based on a VR with a BT

Силовое оборудование	Номинальные параметры
3-обмоточный выпрямительный трансформатор (ВТ) ТДНП-40000/10У1	S С = 23,2 МВА; U С. Л = 10,5 кВ; U в.л = 681 В; A U С = 4,0 %;	U КЗ = 10,6 %; Р К3 = 179 кВт; I ХХ = 0,454 %; Р ХХ = 25,5 кВт
Вольтодобавочный трансформатор (ВДТ)	S Т = 564,7 кВА; U в.л = 601 В; U С. Л = 262,5 В;	U КЗ = 7,5 %; Р кз = 6 кВт; I ХХ = 0,7 %; Р ХХ = 1,36 кВт
Выходной LC -фильтр (Ф2)	L ф = 153,9 мкГн; R L = 4,83 мОм;	C Ф(А) = 77,7 мкФ
Входной LC -фильтр (Ф1)	L Ф = 94,9 мкГн; R L = 3,0 мОм;	C Ф =15600 мкФ
Уравнительный реактор 12-пульсного выпрямителя	L УР = 33,75 мкГн;	R УР = 1,061 мОм
Электрическая сеть	S КЗ /Sh = 10; U л = 10,5 кВ;	L C = 1,513 мГн; R C = 118,8 мОм

В ССТ на основе 12-пульсного тиристорного выпрямителя регулирование выпрямленного напряжения осуществлялось за счет дискретного переключения отпаек ВТ на первичной стороне и плавного регулирования между соседними отпайками при помощи фазового управления тиристорами. Для формирования сигналов открытия тиристоров применялась система импульсно-фазового управления (СИФУ) с косинусоидальным опорным напряжением [28], что позволяет линеаризовать регулировочную характеристику выпрямителя и тем самым упростить построение СИФУ.

Система управления 12-пульсного тиристорного выпрямителя также содержит МРТ, который имеет аналогичную структуру и принцип работы (см. рис. 4), но отличается методом расчета уставок.

Расчет уставок переключения выполняется согласно системе уравнений:

U П.1 = 0;

U П.2

U П. n

= U ТП.ЗАД.max ;

= U ТП.ЗАД.max + ^ U a = 3 _у

ТП.ЗАД.max

—

kВТ( a—1)  тт г        * U ТП.ЗАД.max kВТ( a—2)

для n >  2.

Расчет уставок нулевого уровня проводится по выражению

n

U НУ. n

= Е ^U ТП.ЗЛД.шах a = 2 у

—

k ВТ( a )

^k ВТ( a — 1)

* U ТП.ЗАД.шах   .

Здесь U _{ТП ЗЛ} д _шах — максимальное значение сигнала задания на входе СИФУ; к _ВТ ( _{а- 2} ) , к _ВТ ( _а- 1) , к _ВТ ( _a ) - коэффициент трансформации ВТ на отпайках ( а - 2), ( а -1) и ( а ). В уравнении (9) первую уставку нулевого уровня рекомендуется принимать равным U НУ 1 = 0.

Исследование ЭМС двух систем выполнялось при поддержании тока нагрузки, равного номинальному току выпрямителя 25 кА, и стабилизации сетевого напряжения по первой гармонике на уровне 10,5 кВ за счет введения обратной связи по амплитуде первой гармоники напряжения сети, которая не изменяет фазовый сдвиг и спектральный состав сетевого напряжения, например, при изменении сетевого тока. Такой способ поддержания напряжения подобен методу переключения отпайки в сетевом трансформаторе, но в отличие от последнего стабилизация напряжения здесь осуществляется с высокой степенью точности. ВТ работал только в первой зоне переключения без снятия возбуждения (ПБВ -1), так как остальные диапазоны, как правило, используются для запуска системы электролиза при ее первоначальном вводе в работу.

Сравнительная оценка ЭМС комплекса с питающей сетью для двух исследуемых систем проводилась по следующим энергетическим показателям: коэффициент реактивной мощности в точке подключения к сети tg ^ C , коэффициент искажения напряжения k_u .c и тока к. . _c сети, а также коэффициент мощности сети х _с .

С целью получения количественной оценки при сравнении двух систем в работе были рассчитаны относительные изменения всех энергетических показателей согласно выражению

₅ x = I x ТП ^- x РН| ._Wo%, ₍₁₁₎

xТП где xТП, xРН - энергетические показатели для систем стабилизации тока на основе тиристорного преобразователя (ТП) и РН с ВДТ соответственно.

На рис. 6 приведены временные диаграммы токов и напряжений ССТ на основе РН с ВДТ и 12-пульсным диодным выпрямителем при переключении системы с 15-й на 16-ю отпайку. Система работает в режиме поддержания тока нагрузки на уровне 25 кА и при выпрямленном напряжении, близком к номинальному значению 850 В.

В момент времени 1 с происходит дискретное изменение параметров нагрузки (например, активное сопротивление совместно с ПЭДС). С задержкой времени, вносимой интегральным регулятором тока электролиза РТЭ (см. рис. 4), в момент времени примерно 1,03 с происходит переключе- ние отпаек в ВТ с 15-й на 16-ю. На 15-й отпайке РН работает в синфазном режиме, добавляя напряжение к сети, а на 16-й отпайке - переходит в противофазный режим, уменьшая напряжение на входе выпрямителя. За счет уменьшения коэффициента трансформации на 16-й отпайке по сравнению с 15-й выпрямленное напряжение повышается незначительно. Переходный процесс переключения отпаек занимает по времени около 5 периодов напряжения сети, что объясняется достаточно большой постоянной времени интегрального РТЭ порядка 40 мс. При моделировании не учитывалось время задержки переключения самого силового контакта в ВТ.

С целью доказательства эффективности предложенной системы управления РН (см. рис. 3) с точки зрения компенсации высших гармоник напряжений на индуктивностях реактора выходного фильтра Ф2 и индуктивностях рассеяния ВДТ из-за несинусоидального входного тока 12-пульс-ного выпрямителя на рис. 7 приведены осциллограммы и спектры выходных напряжений РН при отсутствии и наличии в системе внутренних контуров КРН и КРТ.

Рис. 6. Временные диаграммы токов и напряжений ССТ на основе РН с ВДТ и 12-пульсным диодным выпрямителем при переключении системы с 15-й на 16-ю отпайку

Fig. 6. Timing diagrams of currents and voltages of the CSS based on the VR with BT and 12-pulse diode rectifier when switching the system from 15 to 16 tap

Frequency (Hz)                                                            Frequency (Hz)

a)                                                              b)

Рис. 7. Осциллограммы и спектры напряжений на выходе РН: при отсутствии внутренних контуров КРН и КРТ (а); с учетом внутренних контуров КРН и КРТ (b)

Fig. 7. Oscillograms and spectra of voltages at the VR output: without internal circuits of the voltage regulator and current regulator (a); considering the internal circuits of the voltage regulator and current regulator (b)

Анализ спектров показал (см. рис. 7), что при наличии внутренних контуров КРН и КРТ коэффициент искажения напряжения на выходе РН уменьшается с 17,77 до 4,11 % (в 4,3 раза), по сравнению с системой, в которой КРН и КРТ отсутствовали. Данный результат достигнут за счет эффективного подавления 11-й и 13-й гармоник в спектре, а также гармоник на частоте резонанса выходного фильтра Ф2 f рез = 840 Гц. Частота ШИМ в РН была выбрана равной 6 кГц с целью эффективного подавления 11-й и 13-й гармоник, а также уменьшения массогабаритных показателей выходного LC -фильтра Ф2.

Результаты исследований ЭМС систем стабилизации тока, построенных на основе РН с ВДТ, а также ТП представлены на рис. 8 и 9, на основании которых можно сделать следующие выводы:

• -    ССТ на основе РН с ВДТ обеспечивает согласование напряжений, так как при переключении отпаек относительное значение выпрямленного напряжения U d = U d /U_d . _НОМ сохраняется постоянным (рис. 8а). Это объясняется тем, что ввиду малости диапазона отпайки на первичной стороне, равной 4 %, индуктивность рассеяния ВТ при переключении между соседними отпайками изменяется незначительно, поэтому жесткость внешней характеристики выпрямителя остается практически постоянной. Здесь U _{d .НОМ} = 850 В – номинальное напряжение на выходе выпрямителя;

• -    регулировочная характеристика выпрямителя U_d = f ( n _отп) в ССТ на основе РН с ВДТ проходит выше, чем в ССТ с ТП (см. рис. 8а), так как РН может работать в синфазном режиме, когда напряжение на выходе регулятора добавляется к напряжению сети;

• -    в ССТ с РН tgф_C возрастает при уменьшении выпрямленного напряжения U_d (рис. 8b), что объясняется ростом индуктивности рассеяния ВТ из-за увеличения числа витков на первичной стороне при переключении отпаек. Максимальные и средние значения tgφ C за одну отпайку в ССТ с ТП всегда больше, чем в ССТ с РН из-за фазового способа управления тиристорами, когда фазовый сдвиг сетевого тока увеличивается на величину угла управления. При этом с ростом глубины регулирования U_d в ССТ с ТП максимальные значения tgφ C немного снижаются по причине уменьшения диапазона регулирования угла управления между соседними отпайками;

• -    в ССТ с РН tgф_C не превышает максимально допустимого значения 0,4 [29] (см. рис. 8b), установленного приказом Минэнерго от 23.06.2015 № 380, что позволяет избежать штрафов для предприятия за оплату реактивной мощности сверхдопустимых значений или дополнительных капитальных вложений на покупку дорогостоящего оборудования для компенсации реактивной мощности;

  

  0,6

  0,65

  0,6     0,65     0,7     0,75     0,8     0,85     0,9     0,95      1

  0,7    0,75    0,8    0,85    0,9    0,95      1

  b)                 ^Ud

  
  

  U _d

  c)

  
  
  

  d

  
  
  

  d

  Рис. 8. Графики зависимостей: относительного выпрямленного напряжения U _d в зависимости от номера отпайки n   ВТ (a); tgφ_C сети (b); коэффициентов гармонических искажений тока k (c) и напряжения k (d) сети;

  
  

коэффициента мощности сети χ (e) в зависимости от U _d (1 – ССТ с РН; 2 – ССТ с ТП; 3 – ССТ с ТП по средним значениям за отпайку)

Fig. 8. Dependency graphs: relative rectified voltage U _d depending on the tap number n RT (a); tgφ   of the network (b);

harmonic distortion coefficients of current k (c) and voltage k (d) of the network; power factor of the network χ (e) .с                                u.с depending on Ud (1 – CSS with VR; 2 – CSS with TC; 3 – CSS with TC by average values for the tap)

• -    в ССТ с РН коэффициент искажения тока сети k _{i .c} уменьшается с ростом глубины регулирования выпрямленного напряжения U_d (рис. 8c), что также объясняется ростом индуктивности рассеяния ВТ из-за увеличения числа витков на первичной стороне при переключении отпаек. Данная индуктивность выполняет роль индуктивного фильтра, обеспечивая подавление высших гармоник сетевого тока. Максимальные и средние значения k i .c за одну отпайку в ССТ с ТП всегда больше, чем в ССТ с РН из-за фазового способа управления тиристорами, когда с ростом угла управления α уменьшается угол коммутации тиристоров γ,

что приводит к повышению скорости нарастания тока сети SR_{i .c} = di _c / dt на интервалах коммутации и, как следствие, росту k i .c ;

• -    в ССТ с ТП в диапазоне 0,8 ≤ U_d ≤ 1,0 максимальные значения коэффициента k _{i .c} сначала возрастают (см. рис. 8c) также по причине роста угла управления α и уменьшения угла коммутации тиристоров γ. При U_d <  0, 8 максимальные значения k i .c начинают уменьшаться, что объясняется ростом индуктивности рассеяния ВТ из-за увеличения числа витков на первичной стороне при переключении отпаек, а также уменьшении диапазо-

• на регулирования угла управления между соседними отпайками;

• -    степень искажения напряжения сети k u .c зависит от индуктивности сети L С и скорости нарастания тока сети SR i .с на интервалах коммутации полупроводниковых приборов, т. е. u_{L .c} = L _c ⋅ di _c dt = L _c ⋅ SR_{i .c} . В свою очередь SR _{i .с} обратно пропорционально углу коммутации γ и прямо пропорционально коэффициенту искажения тока сети k i .c ;

• -    в ССТ с РН коэффициент искажения напряжения сети k u .c монотонно снижается с ростом глубины регулирования выпрямленного напряжения U_d (рис. 8d), что объясняется уменьшением коэф-

• фициента искажения ki.c (см. рис. 8c). Максимальные и средние значения ku.c за одну отпайку в ССТ с ТП всегда больше, чем в ССТ с РН из-за фазового способа управления тиристорами, когда с ростом угла управления α уменьшается угол коммутации тиристоров γ, что приводит к повышению скорости нарастания тока сети SRi.с на интервалах коммутации. При этом с ростом глубины регулирования Ud в ССТ с ТП максимальные и средние значения ku.c также монотонно снижаются по причине уменьшения диапазона регулирования угла управления между соседними отпайками, что приводит к росту угла коммутации γ и снижению скорости нарастания тока сети SRi.с на интервалах коммутации;

• -    в ССТ с РН коэффициент искажения напряжения сети k u .c не превышает предельного значения 8 %. Это однозначно указывает на более высокую ЭМС ССТ на основе РН с ВДТ по сравнению со схемой на основе ТП;

• -    в ССТ с РН коэффициент мощности сети χ С монотонно уменьшается с ростом глубины регулирования выпрямленного напряжения U_d (рис. 8e), так как увеличивается фазовый сдвиг между первой гармоникой тока и напряжения сети по причине роста индуктивности рассеяния ВТ из-за увеличения числа витков на первичной стороне при переключении отпаек. χ_С в ССТ с ТП всегда меньше, чем в ССТ с РН из-за фазового способа управления

тиристорами, когда с ростом угла управления α увеличивается фазовый сдвиг между первой гармоникой тока и напряжения сети;

• -    в ССТ с РН все энергетические показатели лучше, чем в ССТ с ТП (рис. 9). Так, например, при выпрямленном напряжении, близком к номинальному значению ( U_d ≈ 1,0), показатель tgφ C по максимальному значению снижается на 36,1 %; k _{i .c} – на 24,9 %; k _{u .c} – на 29,8 %, а χ_С увеличивается на 5,2 %. По среднему значению за отпайку эти же показатели улучшаются на 22,4; 15,5; 18,2 и 2,6 % соответственно. Это однозначно свидетельствует об улучшении ЭМС ССТ на основе РН с ВДТ по сравнению с известными системами на основе фазового способа управления тиристорами.

  

  0,60    0,65    0,70    0,75    0,80    0,85    0,90    0,95    1,00

  a)

  
  

  ^{δ k}i .c ^,%

  
  

  30                                                     1

  
  
  
  
  

  20                                                2

  —-^--------,----------------------_z

  
  

  ^{δ k}u .c ^,%

  
  
  
  
  
  

  0,60    0,65    0,70

  
  
  
  
  
  

  0,75    0,80    0,85    0,90    0,95

  c)

  
  

  1,00

  
  

  U d

  
  

  U d

  
  

  U d

  
  

  0,60    0,65    0,70    0,75    0,80    0,85    0,90    0,95    1,00

  b)

  

  0,60    0,65    0,70    0,75    0,80    0,85    0,90    0,95    1,00

  d)

  
  

  Рис. 9. Графики относительных изменений в исследуемых системах: tgφ   сети (а); коэффициентов гармони-

  
  

ческих искажений тока k (b) и напряжения k (c) сети; коэффициента мощности сети χ (d) в зависимости .с                                       u.с от относительного значения выпрямленного напряжения Ud (1 – по максимальным значениям; 2 – по средним значениям за отпайку)

Fig. 9. Graphs of relative changes in the studied systems: tgφ  networks (a); harmonic distortion coefficients of current k (b) and voltage k (c) of the network; power factor of the network χ (d) depending on the relative value of the rectified voltage Ud (1 – by maximum values; 2 – by average values per tap)

Заключение

В статье рассмотрена система стабилизации тока для электролиза цветных металлов на основе трехфазного регулятора переменного напряжения с вольтодобавочным трансформатором и 12-пульс-ным диодным выпрямителем, отличающаяся от известных технических решений улучшенными показателями электромагнитной совместимости комплекса с питающей сетью за счет снижения потребления реактивной мощности и улучшения качества питающего напряжения. Регулирование постоянного напряжения (тока) на выходе ССТ осуществляется за счет переключения отпаек в выпрямительном трансформаторе и регулирования переменного напряжения между соседними отпайками с помощью РН на сетевой стороне.

Предложена современная трехконтурная система управления трехфазного РН с ВДТ, содержащая внешний контур тока электролиза, а также два внутренних контура напряжения и тока регулятора, построенных по принципу векторного управления во вращающейся dq -системе координат с ориентацией по вектору сетевого напряжения. Система управления обеспечивает следующие основные задачи:

• -    стабилизацию и регулирование тока нагрузки за счет впервые предложенного многозонного регулятора тока, осуществляющего формирование управляющих сигналов для переключения отпаек ВТ на первичной стороне и сигнала задания на РН с учетом его работы в синфазном и противофазном режимах;

• -    регулирование переменного напряжения между соседними отпайками ВТ на первичной стороне в синфазном и противофазном режимах, что позволяет уменьшить мощность РН в два раза;

• -    компенсацию высших гармоник напряжений на индуктивностях реактора выходного фильтра РН и индуктивностях рассеяния ВДТ из-за несинусоидального входного тока 12-пульсного выпрями-

• теля, а также устранение резонансных явлений в выходном LC-фильтре.

Установлено, что мощность трехфазного РН с ВДТ весьма мала и составляет всего лишь несколько процентов от мощности выпрямительного трансформатора, она зависит от половины диапазона отпайки ВТ с последующим увеличением результата на 8–10 %, обусловленной жесткостью внешней характеристики РН, что изначально предполагает невысокую стоимость регулятора при его внедрении в производство. Так, например, при величине отпайки ВТ на первичной стороне, равной 4,0 %, мощность РН составляет всего 2,2 % относительно мощности сетевой обмотки ВТ.

При помощи компьютерного моделирования в программе MATLAB + Simulink впервые выполнено сравнение ЭМС систем стабилизации тока на базе РН с ВДТ и 12-пульсным диодным выпрямителем с широко применяемой в промышленности ССТ на основе фазового способа управления тиристорами и переключением отпаек ВТ на первичной стороне.

Результаты исследований показали, что в номинальном режиме работы в ССТ на основе РН с ВДТ максимальные значения: потребления реактивной мощности снижаются на 36,1 %; коэффициента искажения тока сети k i .c – на 24,9 %; коэффициента искажения напряжения сети k u .c – на 29,8 %, а коэффициент мощности χ_С увеличивается на 5,2 % по сравнению с известной системой. По среднему значению за отпайку эти же показатели улучшаются на 22,4; 15,5; 18,2 и 2,6 % соответственно. Это позволит на предприятиях электролиза цветных металлов избежать штрафов за оплату реактивной мощности сверхдопустимых значений или дополнительных капитальных вложений на покупку дорогостоящего оборудования для компенсации реактивной мощности, а также улучшить ЭМС комплекса и его эксплуатационную надежность.