POLITECHNIKA OPOLSKAWYDZIAŁ ELEKTROTECHNIKI,AUTOMATYKI I INFORMATYKI

mgr inż. Józef Moch

ZAGROŻENIA WYNIKAJĄCE ZE ZJAWISKA CHWILOWEGO PRZEJŚCIA GENERATORA INDUKCYJNEGO ELEKTROWNI WODNEJ

NA PRACĘ WYSPOWĄ

Autoreferat rozprawy doktorskiej

Promotor: dr hab. inż. Jerzy Hickiewicz, profesor Politechniki Opolskiej

Opole 2007

Praca naukowa finansowana ze środków Komitetu Badań Naukowych w latach 2004 – 2007 jako projekt badawczy nr 3T10B 092 27

1

Spis treści

Str.

1. Wiadomości wstępne, teza, cel i zakres pracy 3

2. Badania na obiektach rzeczywistych, wyniki badań pomiarowych, rodzaje MEW, typowe konstrukcje i błędy konstrukcyjne

5

2.1 Mikro elektrownie wodne – wiadomości ogólne 5

2.2 Małe elektrownie wodne na Opolszczyźnie 5

2.3 Pomiary stanów dynamicznych i ustalonych w małych elektrowniach wodnych 6

3. Modele matematyczne generatora indukcyjnego MEW 9

3.1 Wiadomości ogólne 9

3.2 Współpraca z siecią energetyczną 9

3.3 Model matematyczny generatora indukcyjnego pracującego w trybie autonomicznym z symetrycznym wzbudzeniem i asymetrycznym obciążeniem

10

4. Modele generatora indukcyjnego z obciążeniem w pakietach Simulink i Plecs 15

4.1 Model 3-przewodowy z obciążeniem symetrycznym i niesymetrycznym 15

4.2 Model czteroprzewodowy generatora indukcyjnego z obciążeniem w pakiecie Plecs 16

5. Model laboratoryjny 18

5.1 Zestaw maszynowy 18

5.2 Układ sterowania 18

5.3 Przyrządy pomiarowe 19

5.4 Funkcje realizowane przez układ laboratoryjny 19

6. Wyniki badań laboratoryjnych i symulacyjnych, opisy i zestawienia dla obiektów rzeczywistych i dla modelu laboratoryjnego

22

6.1 Stany ustalone i dynamiczne dla pracy z siecią i zasilaniu symetrycznym 22

6.2 Stany ustalone w trybie pracy autonomicznej przy obciążeniu symetrycznym i niesymetryczny

25

6.3 Stany ustalone dla pracy autonomicznej przy obciążeniu odkształcającym (prostownik z kondensatorem)

29

6.4 Stany quasi-ustalone przy różnego rodzaju balastach korygujących 30

7. Wnioski z pomiarów i obliczeń symulacyjnych 32

7.1 Współpraca maszyny indukcyjnej z siecią 32

7.2 Układy pracujące autonomicznie 34

8. Podsumowanie 37

Wybrane pozycje literatury 39

Dorobek naukowy autora 41

2

1. Wiadomości wstępne, teza, zakres i cel pracy

Świadomość stopniowego wyczerpywania się łatwo dostępnych zasobów energii staje się coraz powszechniejsza. Zjawisko to wywołuje ciągły wzrost cen energii i zmusza państwa, a także pojedynczych obywateli do poszukiwań sposobów oszczędnego gospodarowania energią oraz tanich i odnawialnych jej źródeł. W końcowych latach XX wieku uczyniono wielkie postępy w rozwoju energooszczędnych technologii w budownictwie, rozwinięto rozmaite kierunki uzyskiwania energii ze źródeł odnawialnych i, co wydaje się najważniejsze, dotarła do powszechnej świadomości konieczność oszczędzania energii w związku z przewidywanym zbliżającym się deficytem energii.

Zwane obecnie alternatywnymi odnawialne źródła energii były wykorzystywane przez ludzi od zarania dziejów. Do ogrzewania stosowano spalanie drewna, którego zasoby samoistnie się odtwarzały, w późniejszych okresach wykorzystywano niewyczerpaną energię wiatru do napędzania wiatraków i statków, koło wodne napędzało młyny i dostarczało energię do zakładów przemysłowych, źródła termalne używane są do ogrzewania mieszkań, od niedawna do ogrzewania wykorzystuje się energię słoneczną z użyciem kolektorów słonecznych i wytwarzania energii elektrycznej w ogniwach fotoelektrycznych. Znaczenie tych źródeł systematycznie rośnie. Państwa, a także organizacje międzynarodowe wprowadzają regulacje, określające pożądany poziom korzystania ze źródeł odnawialnych energii. Do takich regulacji należą: dyrektywa Unii Europejskiej 2001/77/EC [17], decyzja Parlamentu Europejskiego i Rady Europy nr 1230/2003/WE z 26 czerwca 2003r. [14], Deklaracja Madrycka „Plan działań na rzecz źródeł energii odnawialnej w Europie” [15].

Spełnienie postulowanego w Dyrektywie zakresu korzystania ze źródeł odnawialnych jest kosztowne i nie we wszystkich państwach członkowskich Unii możliwe. Zakres możliwości wyznacza tu położenie geograficzne i związane z nim: zasoby wodne, siła wiatru i nasłonecznienie. Tym niemniej wytyczony został kierunek, który w pewnym zakresie będzie łagodził dolegliwości deficytu energii. Powrót do, odrzucanej przez społeczeństwa niektórych krajów energetyki atomowej na jakiś czas pozwoli na istotną poprawę bezpieczeństwa energetycznego. Bezdyskusyjna jednak staje się konieczność ciągłego podnoszenia sprawności technicznej i doskonałości urządzeń czerpiących energię ze źródeł odnawialnych [21, 36, 69] .

Rosnące ceny energii sprawiają, że dotychczas mało efektywne ekonomiczne przedsięwzięcia techniczne uzyskują powoli walor rentowności [64, 69, 72]. Tak jest w przypadku małych elektrowni wodnych (w skrócie MEW), które w Polsce przeżywają okres zwiększonego zainteresowania ze strony inwestorów, i które budowane są również jako samodzielne źródła zasilania niektórych obiektów, oddalonych od powszechnej sieci energetycznej. Podobne trendy występują na całym świecie. Nie tylko hobbyści, ale również profesjonaliści zajmują się wyszukiwaniem niewielkich cieków wodnych, których energię można przetworzyć na elektryczność [72]. Ten szeroki front inwestorów sprawia, że stosowane rozwiązania mają zróżnicowany poziom techniczny. Dość często stany awaryjne w tych urządzeniach, współpracujących z siecią energetyczną, stają się przyczyną awarii w obiektach zasilanych z tej sieci. W niniejszym opracowaniu zebrano informacje na temat zagrożeń związanych z niedoskonałością urządzeń różnych MEW, włączonych do współpracy z sieciami elektroenergetycznymi w dwudziestu wybranych małych elektrowniach wodnych [3, 4, 5].

W najmniejszych elektrowniach turbiny nie są wyposażone w żadne elementy regulacji momentu napędzającego. Zwykle po dołączeniu generatora do sieci moc hydrozespołu zależna jest tylko od różnicy poziomów „wody górnej” i „dolnej”. Poziomy te albo ustalają się samoistnie, albo regulowane są innymi urządzeniami, jak jazy, śluzy, zapory o nastawach rzadko związanych z pracą MEW [63, 64, 70]. Wówczas zarówno moc przekazywana do sieci, jak również napięcie i częstotliwość zależne są od czynników zewnętrznych.

Większość obecnie eksploatowanych MEW do wytwarzania energii elektrycznej używa generatorów indukcyjnych ze względu na ich prostą budowę i niezawodność. Maszyny te są w stanie

3

generować energię elektryczną we współpracy z siecią elektroenergetyczną bez dodatkowego wyposażenia [57]. W niektórych przypadkach współpracują z baterią kondensatorów, kompensującą moc bierną w celu obniżenia strat przesyłu wyprodukowanej energii. W takich i podobnych układach pracy generatory te gwałtownie zwiększają wartość generowanego napięcia przy awaryjnym przejściu na pracę wyspową, czyli do trybu autonomicznego zasilania wydzielonego odcinka sieci elektroenergetycznej.

Hydrozespoły z generatorami indukcyjnymi mogą również stanowić samodzielne źródło energii elektrycznej bez przyłączania do sieci energetycznej (tryb pracy autonomicznej lub wyspowej), o ile zostaną dodatkowo wyposażone w źródło mocy biernej, którym może być bateria kondensatorów [16] lub przekształtnik, zbudowany z użyciem łączników półprzewodnikowych [44, 45,62]. Uzyskane w ten sposób źródło energii elektrycznej nie zawsze jest należytej jakości zarówno ze względu na zmiany częstotliwości jak i wartości napięcia w zależności od zmian obciążenia i dostarczanej mocy. Obecnie wysiłek wielu konstruktorów oraz właścicieli mikroelektrowni wodnych [72] skierowany jest na opracowanie konstrukcji pozwalających na bezpieczne używanie hydrozespołu z maszyną indukcyjną do wytwarzania energii o zadawalającej jakości, również w układzie pracy autonomicznej, bez dołączenia do sieci. Przy braku regulacji mocy dostarczanej przez turbinę i zmiennych odbiorach energii utrzymanie stałych parametrów wytwarzanej energii stanowi jednak problem techniczny i ekonomiczny.

Tak więc obecny stan techniki w małych elektrowniach wodnych, szczególnie w wydaniu piko (do 5 kW) i mikro (od 5 kW do około 100 kW), pozostawia jeszcze wiele drobnych, ale istotnych z punktu widzenia jakości energii oraz bezpieczeństwa hydrozespołu i zasilanych odbiorników, problemów do rozwiązania. Kolejne podwyżki cen energii przenoszą w zakres działań opłacalnych eksploatację urządzeń o coraz mniejszych mocach. Łatwiej też uzyskać dopuszczenie do eksploatacji dodatkowego źródła energii elektrycznej zasilającego część urządzeń w tym samym budynku. Niektóre poważne prognozy [69] przewidują największy przyrost produkcji energii właśnie z urządzeń z zakresu piko. Stąd uzasadnione wydaje się zintensyfikowanie prac rozwojowych nad urządzeniami elektrowni z tego zakresu.

Teza pracy

Podejmując niniejszą pracę zamierzano przeprowadzić ocenę możliwości bezpiecznej pracy małych elektrowni wodnych we współpracy z siecią energetyczną i w stanie pracy autonomicznej. Bazując na tym zamiarze oraz zdobytych wcześniej doświadczeniach postawiono tezę pracy, którą sformułowano następująco:

Dla małych elektrowni wodnych z generatorem indukcyjnym istnieją ekonomicznie uzasadnione techniczne rozwiązania, zapewniające bezpieczną pracę generatora, jego układów sterujących i zasilanych odbiorów, we współpracy z siecią energetyczną oraz przy pracy na wydzielone obciążenie, w stanach statycznych i dynamicznych.

Rozwiązania te pozwalają dodatkowo spełnić wymagania normy PN-EN 50160 dotyczącej jakości energii elektrycznej.

Zakres pracyW zakres pracy wchodzą: - przegląd stosowanych rozwiązań technicznych w małych elektrowniach wodnych,- badania pomiarowe w obiektach rzeczywistych,- opracowanie modeli symulacyjnych do badań zachowania generatora indukcyjnego w

stanach statycznych i dynamicznych, we współpracy z siecią i w trybie autonomicznej pracy, a także z różnymi rodzajami balastu,

- zaprojektowanie i budowa stanowiska laboratoryjnego do badań maszyny indukcyjnej w trybie generatorowym z różnymi rodzajami obciążeń,

4

- badania symulacyjne i laboratoryjne generatora indukcyjnego, weryfikacja praktyczna modeli symulacyjnych,

- opracowanie wniosków z badań symulacyjnych i pomiarowych.

Cel pracy

Celem pracy jest rozpoznanie zagrożeń pojawiających się w różnych aspektach pracy generatora indukcyjnego, we współpracy z siecią energetyczną i w trybie autonomicznym, a także opracowanie ekonomicznie uzasadnionych metod skutecznego zapobiegania zagrożeniom.

Dla zastosowań praktycznych istotnym celem pracy jest opracowanie metod symulacyjnych, które pozwoliłyby projektować układy elektryczne małych elektrowni wodnych z technicznie wystarczającą dokładnością.

2. Badania na obiektach rzeczywistych, wyniki badań pomiarowych, rodzaje MEW, typowe konstrukcje i błędy konstrukcyjne

2.1 Mikro elektrownie wodne – wiadomości ogólne

W Polsce przeważająca większość małych elektrowni wodnych współpracuje z siecią elektroenergetyczną. Jest to skutek ich lokalizacji w miejscach gęsto zabudowanych lub w niedużych odległościach od stacji transformatorowych. Elektrownie generujące energię na poziomie piko dopiero zaczynają znajdować zastosowanie, najczęściej w amatorskich konstrukcjach.

Turbiny MEW [23], w zależności od zasady działania dzielą się na impulsowe (np. Pelton, Turgo) oraz reakcyjne (np. Francis, Kaplan). Stosowane są również inne rozwiązania, w tym koła wodne (Water Wheel), które ze względu na małą sprawność lub skomplikowaną budowę znajdują niewielu użytkowników. Dla siłowni o małych mocach jako turbiny są stosowane śmigła pozbawione wszelkiej regulacji od strony hydrotechnicznej. W wielu MEW turbiny są zainstalowane w tak zwanym lewarze (Siphon), to jest rurze transportującej wodę na zasadzie naczyń połączonych. Ze względów oszczędnościowych jako turbiny wykorzystuje się pompy wodne (Pump-as-Turbine - PAT), które są masowo produkowane i z tego powodu tańsze.

Konstruktorzy MEW mniej więcej do połowy XX wieku projektowali hydrozespoły z generatorami synchronicznymi. Generatory te są obecnie zastępowane przez maszyny indukcyjne, których podstawowymi zaletami są małe koszty produkcji i konserwacji. Ten typ generatorów jest przedmiotem badań opisanych w niniejszej pracy.

2.2 Małe elektrownie wodne na Opolszczyźnie

Niebezpieczne stany nieustalone w małych elektrowniach wodnych

W trakcie rozruchu próbnego jednej z małych elektrowni wodnych doszło, wskutek odległego wyładowania atmosferycznego, do samoistnego odłączenia się fragmentu sieci średniego napięcia z czynną MEW o dość znacznej mocy. Przy natychmiastowym zaniku momentu hamującego, związanego z oddawaniem wytworzonej energii do sieci, nastąpił – jak zawsze w takich wypadkach - gwałtowny wzrost prędkości obrotowej hydrogeneratora i w ślad za tym znaczny wzrost napięcia w wydzielonym odcinku sieci. Wydzielony fragment sieci SN (wyspę) stanowiła nieduża wieś zasilana przez transformator energetyczny. Skutkiem dość długotrwałego wzrostu napięcia były liczne uszkodzenia odbiorników energii elektrycznej w tej wsi. Podobne przypadki są od czasu do czasu relacjonowane przez media, co dowodzi, że zjawisko nie należy do rzadkich. Szkody powstałe z jego przyczyny obniżają zaufanie do rozproszonych źródeł energii.

W celu zbadania przebiegu zjawiska, ustalenia przyczyny wzrostu napięcia oraz opracowania środków zaradczych, zmierzono przebiegi napięć w obwodzie średniego napięcia w czasie sztucznie wymuszonego odłączenia tego samego fragmentu sieci z czynną elektrownią, po uprzednim odłączeniu zagrożonego ewentualnymi uszkodzeniami odbioru i ustaleniu, że w odłączanym odcinku sieci nie ma kondensatorów,

5

mogących podtrzymywać stan wzbudzenia generatora indukcyjnego. Zjawisko wzrostu napięcia powtórzyło się, dalsze pomiary wykazały powtarzalność zachowań napięć w czasie awaryjnych wyłączeń MEW.

Następny pomiar przeprowadzono po dołączeniu do tej samej linii SN kolejnej nowej MEW o porównywalnej mocy. Rejestrację napięć takiego układu współpracujących na jeden obwód MEW wykonano odłączając, podobnie jak poprzednio, obwód SN z czynnymi elektrowniami od systemu energetycznego.a) b)

Rys.2.1. Przebiegi czasowe napięć odłączanego od systemu energetycznego odcinka sieci SN wraz z czynną MEW, a) w przekładnikach napięciowych z czynną jedną MEW, b) ze współpracą dwóch MEW

Na rysunkach 2.1 a i b przedstawiono rezultaty pomiarów w badanych elektrowniach wodnych. W obydwu przypadkach przyrząd pomiarowy (analizator LEM NORMA 6200) podłączono do obwodów wtórnych przekładników napięciowych włączonych w badany obwód rozdzielni rejonu sieci. W obydwu również przypadkach obserwowano podobnie szybki wzrost napięcia w sieci, powstrzymany poprzez odłączenie generatorów MEW przez zabezpieczenia nadnapięciowe. Przeprowadzony wywiad z przedstawicielem właściciela MEW oraz z dyspozytorem ruchu energetycznego, administrującym rejonem sieci współpracującym z badanymi MEW pozwolił ustalić, że powstała wyspa nie zawierała żadnej baterii kondensatorów, mogących podtrzymywać wzbudzenie generatora indukcyjnego MEW.

2.3 Pomiary stanów dynamicznych i ustalonych w małych elektrowniach wodnych

W celu oceny stanu technicznego eksploatowanych obecnie małych elektrowni wodnych wykonano serię pomiarów w MEW różnych wielkości [4, 5, 27, 28, 29, 30] (od kilkunastu kW do kilku MW). Badane obiekty były to:- przebudowane na elektrownie młyny z XIX i początków XX wieku, - zabytkowe już, ale wciąż czynne elektrownie z generatorami synchronicznymi, powstałe w

latach 20-tych i 30-tych XX wieku,- nowo budowane elektrownie o różnorodnym wyposażeniu technicznym.

Większość badanych MEW posiadało generatory indukcyjne niskiego napięcia 230/400V lub 690 V. Elektrownie większych mocy miały generatory o napięciach 3 kV lub 6 kV.

Przebudowane młyny

Jest to najliczniejsza grupa MEW. Zamiast mechanizmów młyna turbiny napędzają generatory, którymi są najczęściej maszyny indukcyjne. Ponieważ autorami projektów przebudowy są często osoby z niewielkim doświadczeniem, a inwestorzy nie dysponują znaczącym kapitałem, stan techniczny tych obiektów jest w wielu przypadkach nienajlepszy, a ich zachowanie w stanach dynamicznych może stanowić zagrożenie dla urządzeń włączonych do sieci razem z generatorem MEW.

6

W trakcie cyklu pomiarów zebrano dość liczne przykłady błędów w schematach układów sterowania, powodujących zagrożenia w przypadku nieoczekiwanych zdarzeń w sieci energetycznej, jak również w trakcie standardowych manewrów załączania i wyłączania hydrozespołu. Rysunki 2.2 a i b ilustrują skutki tych błędów.

W elektrowni, z której pochodzą zarejestrowane przebiegi, wystąpiły wszystkie warunki, które przy odłączeniu zasilanego obwodu energetycznego od sieci (np. skutkiem wyłączenia przez zabezpieczenia) spowodowałyby uszkodzenia zasilanych w tym obwodzie odbiorników. W trakcie pomiarów nie przeprowadzono tej próby, ponieważ nie było technicznej możliwości ograniczenia potencjalnych szkód.

a) b)

Rys.2.2. Przykład skutków wadliwie zaprojektowanego układu włączania kondensatorów kompensacji mocy biernej (brak rezystorów rozładowujących na baterii, co spowodowało sklejenie styków stycznika), a) udar prądu przy załączeniu generatora, b) znacznie odkształcone prądy pobierane z sieci nN przez nieodłączone kondensatory

Elektrownie z generatorami synchronicznymi

Na ziemiach zachodnich w latach 20-tych i przede wszystkim 30-tych budowano zbiorniki retencyjne na głównych rzekach śląskich (Odra, Nysa Kłodzka, Mała Panew) i w zaporach tych zbiorników budowano elektrownie wodne o dość znacznych mocach. Moce pojedynczego hydrozespołu zawierają się pomiędzy 0,5 MVA a 5 MVA. Solidnie zaprojektowane układy sterowania elektrycznego oraz regulacji mocy i prędkości turbin sprawiają, że w tych obiektach praktycznie nie występują problemy zagrożeń zwyżką napięć w stanach dynamicznych.

Elektrownie budowane w tych latach, jak większość ówczesnych obiektów przemysłowych, projektowano z wielką dbałością nie tylko o należyty stan techniczny, ale również o ich estetykę. Przykładem tego może być jedna z pierwszych elektrowni wodnych w regionie – Elektrownia wodna Nysa, zbudowana w latach 20-tych XX wieku (rys.2.3).

Rys.2.3. Widok maszynowni i sterowni MEW Nysa (za zgodą Właściciela – Jeleniogórskich Elektrowni Wodnych S.A.)

7

Nowe elektrownie o różnorodnym wyposażeniu

Inwestorami przy budowie małych elektrowni wodnych są najczęściej osoby fizyczne lub ich spółki, przedsiębiorstwa specjalizujące się w budowie i eksploatacji MEW, a w niektórych przypadkach gminy. W związku z tak różnorodną strukturą własności elektrowni poziom rozwiązań technicznych jest też różnorodny. O ile w stanie ustalonym nie ma istotnych różnic w działaniu takich MEW, to stany dynamiczne (rozruch i awaryjne wyłączenie) są obsługiwane przez układy sterujące w sposób nie zawsze zapewniający bezpieczeństwo urządzeń elektrowni oraz dołączonych odbiorników. W elektrowniach tych generatorami przeważnie są maszyny indukcyjne. Najlepsze układy sterowania hydrozespołów MEW zapewniają ich ochronę przed rozbieganiem się poprzez natychmiastowe zamykanie kierownic turbiny. Generator, układy sterowania i odbiorniki zasilane na ewentualnie powstałej wyspie są chronione przez odłączanie kondensatorów w przypadku przekroczenia dopuszczalnej odchyłki napięcia i częstotliwości. Rysunek 2.4a przedstawia przebiegi napięć jednego z generatorów nowo zbudowanej MEW w stanie przechodzenia do pracy wsypowej, a 2.4b przebiegi prądów w czasie rozruchu.

a) b)

Rys.2.4. a) Bardzo gwałtowny i długotrwały wzrost napięcia generatora po odłączeniu od sieci (błędnie zaprojektowany układ sterowania ), b) prądy rozruchu w trybie pracy silnikowej tego generatora

Konstruktor elektrowni, w której zarejestrowano napięcia przedstawione na rysunku 2.4a zastosował do kompensacji mocy biernej kondensatory 3⋅68µF połączone w trójkąt, o pojemności nieco mniejszej od wartości niezbędnej do skompensowania pobranej mocy biernej (3⋅85µF). Wadliwie zamontowany układ pomiaru rozliczeniowego nie pozwolił na wykrycie tego błędu. Mimo mniejszej wartości pojemności, w momencie odłączenia od sieci napięcie wzrosło gwałtownie do wartości około dwukrotnie przekraczającej wartość nominalną. W opisywanej MEW zainstalowano trzy podobne hydrozespoły. W jednym z nich, skutkiem pojawiającego się wielokrotnie wysokiego napięcia w czasie wyłączania, kondensatory uległy uszkodzeniu. Fakt ten również nie został wykryty przez układ pomiaru mocy biernej.

a) b)

Rys.2.5. Przebiegi a) prądów (RMS), b) mocy poszczególnych faz i sumarycznej (przebieg niebieski) w czasie rozruchu hydrozespołu z układem soft_start

8

Rysunki 2.5 i 2.6 ilustrują działanie układów zapobiegających udarom prądów w sieci zasilanej z MEW w momencie włączenia generatora. W pierwszym przypadku do realizacji tego celu został użyty fabryczny układ soft-start, drugi zawiera oryginalne rozwiązanie z opornikiem wodnym, napełnianym stopniowo wodą z rzeki, nad którą posadowiono elektrownię, dzięki czemu możliwy jest stopniowy wzrost prądu rozruchu. Akcja ta jest poprzez układ sterowania hydrozespołu synchronizowana ze zwiększaniem prędkości turbiny drogą regulacji nachylenia łopat turbiny.

a) b)

Rys.2.6. Przebiegi czasowe a) jednego z prądów generatora, b) mocy czynnej w czasie rozruchu generatora z opornikiem wodnym w obwodzie stojana

Na terenie objętym przez oddział opolski spółki EnergiaPro nie znaleziono MEW z generatorem indukcyjnym, zdolnej do samodzielnej pracy wyspowej.

3. Modele matematyczne generatora indukcyjnego MEW3.1. Wiadomości ogólne

Potrzeba badania dynamiki hydrozespołów rzeczywistych mikroelektrowni wodnych wiąże się ze znacznym ryzykiem awarii kosztownych elementów MEW lub uszkodzeń w obwodach odbiorów energii w trakcie takich stanów. Poza przypadkami uzgodnionymi z właścicielami tych obiektów oraz lokalnym dystrybutorem energii, nie można było podjąć z tego powodu żadnych innych prób na rzeczywistych obiektach. Podobnie nie łatwo było przeprowadzać próby z użyciem modelu laboratoryjnego z zachowaniem bezpiecznego marginesu prędkości dla maszyn i napięć dla elementów obwodu elektrycznego. Zebrane wyniki pomiarów stały się jednak bazą porównawczą badań symulacyjnych za pomocą modeli matematycznych.

Generator indukcyjny w małej elektrowni wodnej może pracować w dwóch trybach pracy:- we współpracy z siecią energetyczną,- autonomicznie, z własnym źródłem wzbudzenia, którym jest na ogół bateria kondensatorów. Dla obydwu tych trybów pracy możliwa jest praca z izolowanym punktem gwiazdy uzwojeń

stojana lub praca z punktem gwiazdy uzwojeń stojana połączonym z przewodem N układu odbiorników energii. Możliwy jest tryb pracy autonomicznej generatora trójfazowego z wyjściem jednofazowym. Układ taki ze względu na sposób wzbudzenia znany jest pod nazwą układu C-2C [19].

W niniejszej pracy poszukiwano możliwości bezpiecznej pracy w każdym z tych trybów oraz stanach przejściowych zakładając, że dla małych generatorów (z zakresu piko i mikro) możliwe jest przejściowe przejęcie zasilania pojedynczego gospodarstwa lub małego osiedla przez generator MEW w sytuacji braku zasilania z sieci elektroenergetycznej. Ponieważ w najtańszych rozwiązaniach hydrozespołów, poza zgrubną regulacją otwarcia wlotu, na ogół nie stosuje się mechanizmów dostosowujących moment (moc) turbiny odpowiednio do wartości obciążenia, zastosowany układ sterowania i balastu powinien w tych przypadkach spełniać funkcję utrzymywania napięć i

9

częstotliwości w zadanych granicach. W całej pracy założono dodatkowo, że koszt inwestycyjny zastosowanego układu napędu, sterowania i balastu powinien być możliwie niski.

3.2 Współpraca z siecią energetyczną

Dla potrzeb tworzenia modelu obwodowego maszyny indukcyjnej przyjęto następujące założenia upraszczające [26, 31, 55]: maszyna wykazuje symetrię elektryczną i magnetyczną (uzwojeń i szczeliny magnetycznej), rozkład pola w szczelinie jest jednoharmoniczny (pominięcie skutków żłobkowania), obwód magnetyczny ma liniową charakterystykę magnesowania, pominięto straty w rdzeniu magnetycznym, klatkę wirnika zastąpiono trzema uzwojeniami połączonymi w gwiazdę.

Do równań obwodów elektrycznych maszyny przyjęto transformację α,β,0, w której macierze transformacji przyjmują postać [TS] dla wielkości stojana i [TR] dla wielkości wirnika

[ ]

−

−−=

23

230

21

211

21

21

21

32TS , [ ]

−+

−+=

)3π2φsin()

3π2φsin(φsin

)3π2φcos()

3π2φcos(φcos

21

21

21

32TR , (3.1)

gdzie ϕ jest kątem obrotu wirnika względem stojana.

Zakładając połączenie uzwojeń stojana w gwiazdę bez przewodu zerowego i wirnik klatkowy, równania obwodów elektrycznych stojana i wirnika po transformacji, dla maszyny współpracującej z systemem energetycznym można zapisać

[ ] [ ] [ ] [ ] [ ]dt

IdLIZU +⋅= , (3.2)

[ ]

=

00

uu

U βS

αS

, [ ]

=

βR

αR

βS

αS

iiii

I , (3.3)

gdzie

[ ]

−−

=

rSrM

SrrM

S

S

RLω0L23ω

LωRL23ω0

00R0000R

Z , (3.4) [ ]

=

SrM

SrM

MSS

MSS

L0L230

0L0L23

L230L0

0L230L

L , (3.5)

SσMSS LL23L += , rσMSr LL

23L += ,

a LM indukcyjność głównego obwodu magnetycznego, LσS, Lσr odpowiednio indukcyjności rozproszenia stojana i wirnika, RS, Rr odpowiednio rezystancje obwodów stojana i wirnika. Parametry elektromagnetyczne obwodów wirnika sprowadzono do obwodu stojana.

10

W najprostszym przypadku, gdy w układzie mechanicznym nie występują elementy sprężyste równanie mechaniczne, wiążące wielkości mechaniczne z elektrycznymi ma postać

ME MMdtωd

pJ −= , (3.6)

w którym )iiii(L23p

23M αRβSβRαSME ⋅−⋅= . (3.7)

Powyższy zestaw równań został wykorzystany do opracowania pierwszych wariantów programu symulującego działanie generatora indukcyjnego we współpracy z siecią energetyczną. W rozwiązaniach numerycznych zagadnień modelowania dynamiki generatora wykorzystano metodykę, zaproponowaną przez dr. M. Kamińskiego w ramach jego pracy doktorskiej, wykorzystującą obiektowy sposób modelowania układów dynamicznych [36]. Z ich pomocą badano statykę pracy maszyny w trybie generatorowym i dynamikę w czasie rozruchu oraz przy odłączaniu od sieci przy zachowaniu wcześniejszej wartości momentu napędowego.

3.3 Model matematyczny generatora indukcyjnego pracującego w trybie autonomicznym z symetrycznym wzbudzeniem i asymetrycznym obciążeniemSchemat generatora indukcyjnego z symetryczną baterią kondensatorów wzbudzenia i

niesymetrycznym obciążeniem rezystancyjnym w poszczególnych fazach przedstawiono na rysunku 3.1. Układ ten można połączyć na trzy sposoby:

a) z izolowanymi od siebie węzłami 1, 2 i 3,b) z połączeniem węzłów 2 i 3, z izolowanym węzłem 1,c) z połączeniem węzłów 1, 2 i 3.

Rys.3.1. Schemat generatora indukcyjnego z symetrycznym wzbudzeniem pojemnościowym i obciążeniem

Model matematyczny maszyny indukcyjnej z transformacją równań wirnika

W celu sformułowania równań opisujących każdy z tych wariantów połączeń układu sporządzono opis matematyczny maszyny indukcyjnej z transformacją wyłącznie równań obwodowych wirnika, z pozostawieniem w postaci naturalnej równań obwodowych stojana. Za punkt wyjścia przyjęto założenia wprowadzone wcześniej przy formułowaniu równań obwodowych maszyny indukcyjnej. W układzie nieruchomym względem stojana (ϕk=0), w układzie zachowującym niezmienność mocy, macierz transformacji wielkości wirnika i jej macierz odwrotna mają postać

11

[ ] ( ) ( )( ) ( )

−+−+=

°°

°°

120φsin120φsinφsin120φcos120φcosφcos

21

21

21

32Tr , [ ] ( ) ( )

( ) ( )

−−

++=−

°°

°°

120φsin120φcos2

1

120φsin120φcos2

1

φsinφcos2

1

32T 1

r .

(3.8)

Po transformacji równań wirnika równania różniczkowe stojana i wirnika mają postać

+

=

C

B

A

C

B

A

S

C

B

A

ψψψ

dtd

iii

Ruuu

,

⋅

−−

+

=

rv

ru

0r

rv

ru

0r

rv

ru

0r

r

ψψψ

010100

000φ

ψψψ

dtd

iii

R000

˙ (3.9)

a wyrażenie momentu elektromagnetycznego

[ ]

⋅

−

⋅=

rv

ru

0r

CBAME

iii

21

230

21

230

100

iiiL23pM . (3.10)

Po dokonaniu transformacji otrzymuje się równania strumieni skojarzonych z uzwojeniami stojana

⋅

−−

−+

⋅

+−−

−+−

−−+

=

rv

ru

r

M

C

B

A

MSMM

MMSM

MMMS

C

B

A

iii

Liii

LLLL

LLLL

LLLL0

23

210

23

210

010

23

21

21

21

21

21

21

σ

σ

σ

ψψψ

(3.11).

oraz wirnika

⋅

+

++

⋅

−

−−=

rv

ru

0r

rσM

rσM

rσ

C

B

A

M

rv

ru

ro

iii

LL2300

0LL230

00L

iii

23

230

21

211

000L

23

ψψψ

. (3.12)

Po wprowadzeniu wyrażeń strumieniowo-prądowych (3.9 i 3.12) do równań różniczkowych napięciowych (3.10) otrzymuje się równania napięciowe dwu zastępczych obwodów klatki wirnika

12

vσσrMCMBM

rurrM

CM

BM

rMrur

iLL23φi

23L

23φi

23L

23φ

dtdi

LL23

dtdi

L23

21

dtdiL

23

21

dtdiL

23iR0

+⋅−−+

+

++−−+=

˙˙˙, (3.13)

ruσrMCMBMAM

rvσrM

CM

BAMrvr

iLL23φiL

23

21φiL

23

21φiL

23φ

dtdi

LL23

dtdi

23L

23

dtdi

23

dtdi

L23iR0

+⋅−⋅++−

++−−+=

˙˙˙˙, (3.14)

oraz wyrażenia sił elektromotorycznych indukowanych w uzwojeniach stojana

( )dt

diL

23

dtdi

L21

dtdiL

21

dtdiLL

dtψde ru

MC

MB

MA

σSMA

A +−−== + , (3.15)

( )dt

diL

23

23

dtdi

L23

21

dtdi

L21

dtdi

LLdt

diL

21

dtψd

e rvM

ruM

CM

BσSM

AM

BB +−−+== + , (3.16)

( )dt

diL

23

23

dtdi

L23

21

dtdi

LLdt

diL21

dtdiL

21

dtψd

e rvM

ruM

CσSM

BM

AM

CC −−+−== + . (3.17)

Opis matematyczny układu dla przypadku izolowanych węzłów, wariant a) wg rysunku 3.1

Dla tego przypadku zgodnie z oznaczeniami na rysunku 3.2 można zapisać równania

0uiRiRiRiRu0uiRiRiRiRu

0eiRuiRuiRiRe0eiRuiRuiRiRe

CCCCCLCLCLALACACCA

CBCBCLBLBLALACACCA

CCSCCCCCCACACASA

BBSCBCBCCACACASA

=−−+−+=−−+−+

=−−++−−+=−−++−−+

. (3.18)

Wykorzystując:

LBLALC

CBCACC

BAC

iiiiii

iii

−−=−−=

−−=, CBBLB iii −−= , CAALA iii −−= , (3.19)

uwzględniając ponadto dwa równania obwodów zastępczych wirnika i trzy równania napięć na kondensatorach otrzymuje się zestaw 9 równań elektrycznych

( ) ( )( ) ( ) ( ) 0uuiRRiR2RRiRiRR

0uuiRRiRRiRiR

0uuiRiR2iRiR2dtψd

dtψd

0uuiRiRiRiRdtψd

dtψd

CCCACBCLCCACLCLABLCALCLA

CBCACBCLBCACLABLBALA

CCCACBCCACBSASCA

CBCACBCCACBSASBA

=−++++++++=−++−+++

=+−−−++−

=+−+−−+−

, (3.20)

0ψφiRdtψd

rvrurru =++ ˙ , 0ψφiR

dtψd

rvrvrrv =−+ ˙ , (3.21)

13

CACA i

C1

dtdu

= , CBCB i

C1

dtdu

= , ( )CBCACC ii

C1

dtdu

+−= . (3.22)

Wstawiając zależności strumieniowo-prądowe wirnika i stojana (3.13 –3.17), przekształcając i porządkując otrzymuje się komplet równań różniczkowych, które można zapisać w postaci

[ ] [ ] [ ] [ ] [ ]dtYdBYA0 ⋅+⋅= , (3.23) gdzie [ ]

=

CC

CB

CA

rv

ru

CB

CA

B

A

uuuiiiiii

Y , (3.24)

[ ]

−−

−

−

+−−

+−

−++++−−−+−

−−−−−−

=

00000C1

C100

00000C1000

000000C100

000R)LL23(φ000L

2233φ

000)LL23(φR00L

23φL

223φ

10100RRR2RRRRR01100RRRRRR10100RR2RR201100RRRR

ArrσmM

rσmrMM

CLCCLCLALCLCLA

CLBCLALBLA

CCSS

CCSS

˙˙

˙˙˙

(3.25)

[ ]

+

+

+

+

−

+−

+

=

100000000010000000001000000

000LL23000L

23L

223

0000LL23000L

23

23

000000000000000000

000L22

3L23

2300LL

23LL

232

000L22

3L23

2300LL

23LL

23

B

rσMMM

rσMM

MMSσMSσM

MMSσMSσM

, (3.26)

14

które uzupełnia równanie ruchu

ME MMdtωd

pJ −= . (3.27)

Podobnie tworzono układy równań różniczkowych dla połączeń układu wg punktów b) i c). W każdym z analizowanych przypadków możliwe jest wyliczenie przebiegów czasowych każdej z wielkości elektrycznych, a także prędkości i momentu elektromagnetycznego. Uzyskane w wyniku symulacji przebiegi czasowe trójfazowych napięć i prądów można poddać analizie składowych symetrycznych, dla różnych wariantów połączeń obliczyć współczynniki asymetrii napięć i prądów w zależności od rodzaju asymetrii.

4. Modele generatora indukcyjnego z obciążeniem w pakietach Simulink i Plecs

4.1 Model 3-przewodowy z obciążeniem symetrycznym i niesymetrycznym

We wszystkich badaniach symulacyjnych wykonanych w ramach niniejszej pracy w modelach generatorów indukcyjnych używano transformacji α,β bądź α,β,0. Schemat modelu do symulacji pracy generatora indukcyjnego we współpracy z siecią elektroenergetyczną i w trybie autonomicznym z izolowanym punktem zerowym gwiazdy uzwojeń stojana przedstawia rysunek 4.1. Zespół wyłączników pozostaje w stanie zwartych styków aż do utrwalenia się stanu ustalonego maszyny pracującej jako generator na sieć energetyczną. Przejście do trybu autonomicznego (pracy wyspowej) ma miejsce po równoczesnym otwarciu wyłączników.

Genera to r indukcyjny CELM A 22 kW

ze sta lym m om entem napedza jacymgrudzien 2006

D i s c r e t e ,T s = 5 e - 0 0 5 s .

p o w e r g u i

A

B

C

Z r o d l o 3 - f a z o w e

W y l a c z n i k 2

W y l a c z n i k 1

W y l a c z n i k

v+-

v+-

v+-

S c o p e 2

S c o p e 1

R 3 , C 3R 2 , C 2 R 1 , C 1

- 2 1 0

M o m e n tT m

mA

B

C

G e n e r a t o r i n d u k c y j n y

< S t a t o r c u r r e n t i s _ a ( A ) >< S t a t o r c u r r e n t i s _ a ( A ) >

< R o t o r s p e e d ( w m ) >< R o t o r s p e e d ( w m ) >

< R o t o r c u r r e n t i r _ a ( A ) >< R o t o r c u r r e n t i r _ a ( A ) >

< E l e c t r o m a g n e t i c t o r q u e T e ( N * m ) >< E l e c t r o m a g n e t i c t o r q u e T e ( N * m ) >

U a

U b

U c

Rys.4.1. Schemat układu w programie Simulink, w którym wykonano badania symulacyjne przypadków odłączania MEW od sieci z elementami wzbudzenia i obciążenia

Wybrany i opisany model maszyny indukcyjnej wraz z elementami biblioteki SimPowerSystem pozwala na tworzenie i symulację pracy generatora indukcyjnego z trójprzewodowym zasilaniem w układach z symetrycznym i asymetrycznym obciążeniem oraz współpracującymi elementami energoelektroniki, użytymi w układach aktywnego balastu.

15

4.2 Model czteroprzewodowy generatora indukcyjnego z obciążeniem w pakiecie Plecs

Mankamentem modelu maszyny indukcyjnej z biblioteki SimPowerSystem, z punktu widzenia niektórych zadań programu badawczego tej pracy, jest brak wyprowadzenia punktu gwiazdowego uzwojeń stojana. Problem ten rozwiązuje nakładka z zakresu energoelektroniki do programu Simulink, opracowana przez szwajcarską firmę Plexim GmbH. Program ten w swojej bibliotece elementów zawiera, podobnie jak toolbox SimPowerSystem, zestaw modeli elementów elektromechanicznych oraz energoelektronicznych, skomponowany jako uzupełnienie narzędzi Simulinka. Jeden z modeli maszyny indukcyjnej w programie Plecs ma wyprowadzone niepołączone końce uzwojeń stojana, co pozwoliło na symulację pracy tej maszyny jako generatora MEW, z punktem gwiazdowym uzwojeń stojana połączonym z przewodem neutralnym układu odbiorczego. Model ten był używany do symulacji pracy generatora MEW przy obciążeniu symetrycznym i asymetrycznym, w stanach statycznych i dynamicznych.

R 1C 1

C 2C 3

R 3R 2

A

A m 1

A

A m 3

A

A m 2

C

C o n s t a n t

U 21

O u t 3 6

C D e m u x

O u t 2 5

O u t 1 4

U 12 U 33

I _ s t C9I_ s t B8I _ s t A 7

0 . 5

C o n s t a n t 1

g ( u )

C m p F c n

C M u x1

C o n s t a n t 2

R 4 R 6

S 1S 2S 3

T m m

IM 3

1 / s

In t e g r a t o r

A

A m 5

O u t 4 1 0

A

A m 4

O u t 5 1 1

V _ a c V _ a c 2V _ a c 1

R 5

V V 1

V V 2V V 3

G n d 3

G n d 1

G n d 4 G n d 5G n d 6

Rys.4.2. Schemat modelu symulacyjnego z możliwością połączeń różnych wariantów układu 4-przewodowego przez dołączanie elementów układu do wspólnego punktu N (Gnd5 i Gnd6)

Układ przedstawiony na rysunku 4.2 pozwala na badanie pracy generatora indukcyjnego przy różnego rodzaju asymetriach obciążenia w układzie czteroprzewodowym z przewodem neutralnym połączonym (lub nie) z punktem gwiazdowym uzwojeń stojana. Stosownie do równań zaprezentowanych w rozdziale 3 dla różnych wariantów połączeń układu przedstawionego na rysunku 3.1 model Plecs o schemacie wg rysunku 4.2 pozwala na modelowanie układów z izolacją punktu zerowego gwiazdy uzwojeń stojana, a także z połączeniem tego punktu z punktem gwiazdy rezystorów obciążenia (połączenia gwiazdy uzwojeń stojana z masą – Gnd5) lub/i z punktem gwiazdy kondensatorów wzbudzenia (połączenie wyjścia amperomierza Am5 z masą Gnd6.

Kolejne warianty badanego układu zawierały nieliniowe elementy energoelektroniczne, spełniające rolę łączników, a w jednym przypadku działające w aktywnym obszarze charakterystyki napięciowo-prądowej. Jednym z najlepszych dostępnych narzędzi do symulacji, obsługującym

16

zarówno elementy energoelektroniczne, jak i układy elektromechaniczne jest program Matlab-Simulink [42, 71], wyposażony dodatkowo w przybornik SimPowerSystem oraz nakładkę Plecs. W celu weryfikacji działania opracowanych modeli symulacyjnych wyniki symulacji niektórych zjawisk przejściowych, a także stanów ustalonych porównywano z przebiegami zarejestrowanymi w modelu laboratoryjnym układu generatora indukcyjnego. Przykłady tego porównania przedstawiono w rozdziale 6.

Model generatora z obciążeniem asymetrycznym lub nieliniowym, z balastem nadążnym z modulacją szerokości impulsu

Model ten zawiera dość złożone układy sterowania reprezentowane przez bloczki Subsystem oraz układ półprzewodników mocy: prostowników i łączników tranzystorowych, odpowiadający schematowi 5.4, przedstawionemu w rozdziale opisującym układ laboratoryjny.

Generato r i ndukcyjny 1,5 kW T AM EL

ze sta lym m om entem napedza jacymobciazony ukladem adaptacyjnym

8 stycznia 2007

p r a d y o b c .

D i s c r e t e ,T s = 1 e - 0 0 5 s .

Z e z w o l e n i e

g

A

+

-

A

B

+

-

g

A

+

-

A

B

+

-

A

B

C

a

b

c

S y g n a l yg e n e r a t o r a

I n 1

I n 2

I n 3

O u t 1

S u b s y s t e m 2

I n 1

I n 2

I n 3

O u t 1

S u b s y s t e m 1

I n 1

I n 2

I n 3

O u t 1

S u b s y s t e m

R o

<

<

<

A

B

+

-

P r o s t o w n i k i

N a p i e c i a

M o m e n t m e c h .

K o n d e n s a t o r y w z b .

g

A

+

-

K l u c z e t r a n z .

T m

mA

B

C

G e n e r a t o r a s y n c h r .

[ I a b c ]

[ V a b c ]

F m o d u l .

0

< S t a t o r c u r r e n t i s _ c ( A ) >

< R o t o r c u r r e n t i r _ a ( A ) >

< R o t o r s p e e d ( w m ) >

< E l e c t r o m a g n e t i c t o r q u e T e ( N * m ) >

I aI bI c

Rys.4.3. Schemat modelu do symulacji pracy generatora indukcyjnego z balastem nadążnym z układem PWM

Inna, opracowana w ramach pracy wersja balastu nadążnego, wykorzystuje tranzystory mocy w obszarze aktywnym. Balast ten został opisany w rozdziale 5. Tam również przedstawiono jego funkcjonalny schemat blokowy. Model symulacyjny opracowany w programie MicroCap przedstawiono na rysunku 4.4. Elementy D13-D16, L2, R2, C1 modelują obciążenie użytkowe nieliniowe. D1-D4, M1, R1 odpowiadają układowi balastu nadążnego analogowego. Elementy H1 i E1 odpowiadają izolującym przetwornikom prądu i napięcia, przekazującym chwilowe wartości tych wielkości w obwodzie zasilania

17

(w modelu MEW w obwodzie generatora) do nadążnego układu regulacji.

M1

D1D2

D3 D4

V1

R147

X1

R2150

E1

D5

D6

D7

D8

D9

D10

D11

D12

R410k

R3120

R5

10kR610k

R7 1k

R8100

D13

D14

D15

D16

C1470u

R9

500

R101

L1

0.00135

H1

L2

0.0001

C2

0.1u

Regulator

Pomiar prądu i napięcia

Obciążenie nieliniowe i balast

Zasilanie

VE

VC

Rys.4.4. Schemat układu symulującego balast analogowy w programie symulacyjnym MicroCap

5. Model laboratoryjny

W celu przeprowadzenia badań hydrozespołu MEW, które są niewykonalne ze względów bezpieczeństwa w rzeczywistych elektrowniach wodnych, został zbudowany model laboratoryjny małej elektrowni wodnej. Wskazówki do projektowania modelu uzyskano z badań w rzeczywistych elektrowniach wodnych i na podstawie pierwszych doświadczeń z modelami matematycznymi hydrozespołu. W modelu tym głównymi składnikami są:- zestaw maszyn elektrycznych,- układy sterowania i obciążenia generatora.

5.1 Zestaw maszynowyFunkcję turbiny w modelu pełni maszyna prądu stałego, generatorem jest silnik indukcyjny

4-biegunowy o mocy 1,5 kW. Zestaw maszyn uzupełnia prądnica tachometryczna. Dane zestawu podano w tabeli 5.1. Zdjęcie (rys.5.2) przedstawia widok z góry zestawu maszyn.

Tabela 5.1Napęd DC Generator Prądnica tachometr.

Typ maszyny PZBb 54b Sg90L-4 PZT02Producent KOMEL Katowice TAMEL Tarnów Instytut

Elektrotechniki WarszawaMoc 4,5 kW 1,5 kW 20 WPrędkość

znamionowa1450 obr./min 1420 obr./min 3000 obr/min

Napięcie 230 V 380 V /400 V 220 VPrąd 19,6 A 3,6 A /3,4 A -

5.2 Układ sterowaniaUkład sterowania zestawu składa się z:- części zasilającej i sterującej napędu DC,

18

- zespołu styczników do wyboru trybu pracy układu,- zestawu łączników półprzewodnikowych do wykonywania łączeń w obwodzie obciążenia

generatora,- zestawu kondensatorów pełniących rolę kompensacji lub źródła mocy biernej wzbudzenia

generatora,- zestawu rezystorów laboratoryjnych do rozpraszania generowanej energii,- układów balastu z prostownikiem 3-fazowym,- układów balastu z prostownikami jednofazowymi,- układu mikrokontrolera z klawiaturą i wyświetlaczem tekstowym do realizacji wybranych

czynności łączeniowych i sterujących.

5.3 Przyrządy pomiarowe

Do pomiar ów i rejestracji przebiegów w układzie użyto następujących przyrządów pomiarowych:

- 12-kanałowy analizator mocy LEM-NORMA D6200 [46],- 8-kanałowy analizator sieci TOPAS1000 [54],- przyrząd cęgowy LEM HEME ANALYST 2050,- oscyloskopy cyfrowe TEKTRONIX TDS210 i TDS214, cęgi prądowe DC/AC typu PR30.

Rys.5.1. Widok części sterującej stanowiska

Rys.5.2. Widok zespołu maszynowego w laboratoryjnym stanowisku badawczym

Rys.5.3. Widok radiatora z zestawem łączników półprzewodnikowych realizują-cych funkcje układu sterowania

5.4 Funkcje realizowane przez układ laboratoryjnyNapęd DC

Funkcją tego napędu jest dostarczanie energii mechanicznej do generatora. Dla pracy we współpracy z siecią energetyczną założono, że generator ma być napędzany stałym, nastawianym momentem mechanicznym. W przypadku nagłego zaniku momentu hamującego, w związku z zamierzonym lub przypadkowym odłączeniem generatora od sieci, układ powinien wytwarzać

19

moment malejący ze wzrostem prędkości aż do osiągnięcia równowagi przy maksymalnej dopuszczonej w danym badaniu prędkości. Po osiągnięciu prędkości nastawionej układ powinien ją utrzymywać. Takie same wymagania odnośnie wartości momentu napędowego i ograniczenia prędkości maksymalnej postawiono dla trybu pracy autonomicznej zespołu.

Układ załączania pojemności wzbudzenia i symulacja obciążenia użytkowegoPraca generatora indukcyjnego w trybie autonomicznym wymaga zewnętrznego źródła mocy biernej

do utrzymania maszyny w stanie wzbudzenia. W prostych rozwiązaniach rolę tego źródła pełni współpracująca z generatorem bateria kondensatorów. Kondensatory zestawiono w trzy baterie o pojemnościach: 3⋅25 µF, 3⋅10 µF, 3⋅3 µF, zamiennie 3⋅6 µF, załączane sygnałami sterującymi z mikrokontrolera. Do bezstykowego załączania kondensatorów wykorzystano stosowane w układach kompensacji mocy biernej łączniki półprzewodnikowe [62], złożone z przeciwrównolegle połączonej diody i tyrystora. Jako obciążenie użytkowe wykorzystano zestaw trzech regulowanych rezystorów laboratoryjnych połączonych w gwiazdę. Do symulacji typowego obciążenia, pobierającego prąd odkształcony przez 5. i 7. harmoniczną służy, włączany alternatywnie przed rezystorem obciążenia każdej z faz, zestaw z prostownikiem cało-okresowym i filtrem pojemnościowym.

Balast nadążny z obciążeniem za prostownikiem w każdej fazie

Jako optymalny z punktu widzenia symetrii obciążenia i odkształceń harmonicznych prądów generatora jest układ balastu z prostownikiem jednofazowym i tranzystorem mocy, włączony pomiędzy poszczególnymi fazami generatora, a wspólnym punktem zerowym obciążenia. Punkt ten może stanowić element przewodu neutralnego układu obciążenia, łączącego, lub nie, ten punkt z punktem zerowym połączonych w gwiazdę uzwojeń stojana generatora. Ideowy schemat takiego balastu w układzie generatora indukcyjnego przedstawia rysunek 5.4. Do sterowania wartością prądu balastu zaproponowano dwa sposoby sterowania: z modulacją szerokości impulsu (PWM) lub metodą analogową. W obydwu przypadkach uproszczony schemat części siłowej układu jest taki sam. Balast ze sterowaniem z modulacją szerokości impulsów został zbudowany w ramach stanowiska laboratoryjnego. Układ analogowy testowano ze względu na jego niezawodność i tłumienie harmonicznych prądu obciążenia jako niezależny, z zasilaniem z sieci.

20

Jako zasadę działania balastu nadążnego przyjęto, nawiązując do teorii mocy S. Fryzego [62], aby całkowity prąd pobierany przez obciążenie użyteczne i balastowe był zawsze równy prądowi znamionowemu generatora i, aby w całym okresie napięcia był w fazie z jego napięciem.

Teoria mocy Fryzego zakłada, że prąd obciążenia można przedstawić jako sumę ortogonalnych składników: czynnego (ir) i biernego (iq)

qr iii += , uUPi 2r = , rq iii −= . (5.1)

Zakładając, że napięcia fazowe generatora są sinusoidalne i niezmienne w czasie, traktując obciążenie każdej z faz oddzielnie można napisać, że warunkiem stałości napięć generatora jest utrzymywanie stałej wartości rezystancji obciążającej każdą fazę (sumy składnika czynnego obciążenia użytkowego i rezystancji dodanej przez układ balastu)

.constPU

RN

2N

o ==∑ (5.2)

UN – fazowe napięcie znamionowe generatora,PN – moc znamionowa jednej fazy generatora,co oznacza, że balast nadążny ma za zadanie spełnienie tego warunku.

W tym celu w obwodzie stojana zainstalowano czujniki napięcia z izolacją wyjść od obwodów energetycznych, a izolujące czujniki prądu w obwodach obciążenia i balastu. Sygnały z tych czujników podawane są na wejścia wzmacniacza pełniącego funkcję regulatora PI. Sygnał wyjściowy układu regulacji podano do układów PWM z częstotliwością sygnału nośnego ustawioną na 1 kHz. Ponieważ napięcia o tej częstotliwości nie mogą wywołać znacznych prądów w uzwojeniach generatora indukcyjnego, obwody tych prądów zamykają się przez kondensatory wzbudzenia. Składnik o częstotliwości nośnej prądu jest w tych kondensatorach dość znaczny i powoduje w nich dodatkowe straty. W innej, zaproponowanej przez autora, odmianie balastu nadążnego nastawianie wartości rezystancji balastu odbywa się analogowo za pomocą tranzystorów mocy. Propozycja ta stanowi odwrócenie obowiązującej od lat w energoelektronice zasady zastępowania układów analogowych przez układy przełączające. W przypadku balastu wyrównującego obciążenie MEW celem jest rozpraszanie nadmiaru energii z generatora, przy czym miejsce powstawania strat energii jest dowolne. Dla mocy generatorów z zakresu piko (do 5 kW) pewną część tej energii można stracić w samych tranzystorach przy zapewnieniu ich prawidłowego chłodzenia. Rozwiązanie takie staje się ekonomicznie uzasadnione w związku ze spadkiem cen tranzystorów mocy nawet poniżej cen rezystorów mocy (kilka złotych za sztukę). Odpowiednio dobrana wartość rezystancji balastu pozwala na zachowanie bezpiecznego poziomu mocy traconej w tranzystorach. Ponieważ moc wydzielana w elemencie regulacyjnym z reguły przekracza maksymalną moc admisyjną pojedynczego tranzystora, propozycja obejmuje zastosowanie równoległego połączenia kilku niedrogich tranzystorów z zastosowaniem typowych elementów wyrównawczych oraz tzw. układów odciążających (snubbers) [34]. Schemat funkcjonalny obciążenia jednej fazy przedstawia rysunek 5.5.b. Na schemacie tym, z uwagi na jego czytelność, wspomniane uprzednio zabezpieczenia pominięto. W testowanym układzie laboratoryjnym połączono równolegle dwa tranzystory IGBT typu BUP314S, z których każdy, przy temperaturze obudowy 25ºC, może być obciążany mocą do 300 W.

W układzie laboratoryjnym tranzystory zmontowano na miedzianym elemencie grzejnym urządzenia chłodzącego, wykorzystującego rury cieplne do transportu ciepła (rys.5.5.a). Rozrzut temperaturowy charakterystyk przejściowych równolegle połączonych tranzystorów z założoną dokładnością kompensowały rezystory 0,39Ω. Rysunek 5.5.a przedstawia układ laboratoryjny na stanowisku pomiarowym.

21

a) b)

Rys.5.5. a) widok modelu laboratoryjnego układu sterowania analogowego balastu nadążnego na stanowisku pomiarowym, b) uproszczony schemat funkcjonalny układu balastu analogowego. LV, LI – przetworniki izolujące napięcia i prądu

6. Wyniki badań laboratoryjnych i symulacyjnych, opisy i zestawienia dla obiektów rzeczywistych i dla modelu laboratoryjnego

Opisane w rozdziale 3 modele matematyczne użyte w programowaniu obiektowym, a także ich wersje symulacyjne opracowane w pakiecie Matlab/Simulink wykorzystano do symulacji zachowań generatora indukcyjnego w stanach statycznych i dynamicznych oraz przy współpracy z różnymi typami obciążeń symetrycznych i niesymetrycznych. Adekwatność kolejnych wersji modeli weryfikowano porównując wyniki symulacji z przebiegami rejestrowanymi w obiekcie rzeczywistym.

6.1 Stany ustalone i dynamiczne dla pracy z siecią i zasilaniu symetrycznym Generator indukcyjny może być włączony do sieci energetycznej o napięciach symetrycznych lub

niesymetrycznych. Napięcia te mogą być nieodkształcone lub odkształcone przez zawartość wyższych harmonicznych. Warunkiem przejścia maszyny indukcyjnej do trybu generatorowego jest przyłożenie zewnętrznego momentu mechanicznego, który mając ten sam zwrot, co moment elektromagnetyczny maszyny pracującej jako silnik, spowoduje przekroczenie jej prędkości synchronicznej. W trybie pracy generatorowej moment elektromagnetyczny ulega odwróceniu. Moc przekazywana do systemu energetycznego zależy od mocy dostarczanej od strony turbiny. Wraz ze zmianami mocy czynnej zmienia się współczynnik mocy generatora. W stanie ustalonym symetrycznym przebieg czasowy momentu elektromagnetycznego ma stałą wartość.

Przejście na pracę wyspowąNajwiększe zagrożenie przy współpracy MEW z siecią energetyczną występują w momencie jej

odłączenia od systemu energetycznego. Nagły zanik obciążenia wywołuje gwałtowne przyśpieszenie hydrozespołu i w pewnych warunkach niebezpieczny wzrost wartości generowanego napięcia. Zagrożone są w tym wypadku zasilane odbiory (w tym często potrzeby własne elektrowni) jak również uzwojenia generatora i kondensatory wzbudzenia. Bazując na zarejestrowanych w rzeczywistej elektrowni przebiegach czasowych napięć w czasie odłączania (rys.2.4) podjęto próbę ustalenia zakresu parametrów obwodu zewnętrznego, przy których samowbudzenie generatora jest podtrzymywane.

Generator (silnik Skg 200 L6B produkcji CELMA) w układzie pewnej elektrowni wodnej

Za obiekt badań symulacyjnych przyjęto pracujący jako generator w MEW silnik Skg 200 L6B, 22 kW, 400 V produkcji CELMA. Zarejestrowane przebiegi czasowe napięć tego generatora po odłączeniu od sieci zostały przedstawione na rysunku 2.4. Parametry układu zastępczego tej maszyny indukcyjnej

22

przedstawiono w tabeli 6.1. Dane te zestawiono na bazie informacji uzyskanych od pracowników biura konstrukcyjnego oraz katalogu producenta.

Tabela 6.1Rezystancja uzwojenia stojana Rs [Ω]

Rezystancja uzwojenia wirnika sprowadzona Rr

’ [Ω]

Reaktancja rozproszenia uzwojenia stojana X1 [Ω]

Reaktancja rozproszenia uzwojenia wirnika sprowadzona X1

’ [Ω]

Reaktancja gałęzi poprzecznej Xm [Ω]

0,1573 0,1337 0,3183 0,5841 18,587

Po wyznaczeniu wartości elementów elektromagnetycznych schematu zastępczego maszyny oraz przybliżonej wartości momentu bezwładności części wirującej hydrozespołu wykonano symulację stanu dynamicznego przejścia generatora na pracę wyspową. Uzyskane przebiegi napięć porównano na rysunku 6.8 z przebiegami zmierzonymi w rzeczywistej MEW.

a)

0.95 1 1.05 1.1 1.15

-1000

-500

0

500

1000

t [s]

UL-

L [V

]

b)

Rys.6.1. Przebiegi czasowe napięć generatora MEW przy odłączeniu od sieci: a) uzyskane w wyniku symulacji, b) zarejestrowane w układzie rzeczywistym

Zarówno w przypadku napięć (rys.6.1), jak i prędkości dobrą zbieżność wyników pomiaru i symulacji uzyskano dla początkowego przedziału czasu, kiedy wzrost napięcia związany jest głównie ze wzrostem prędkości obrotowej wirnika, a ewentualny wpływ nasycenia obwodu magnetycznego maszyny nie jest jeszcze istotny. W przedziale czasu 0÷0,15s chwilowe wartości zmierzone i symulowane dochodzą do 1 kV. Po upływie około 0,3 sekundy w układzie rzeczywistym pojawia się dodatkowy, trudny do identyfikacji czynnik, związany ze zmianą momentu turbiny na skutek rozpoczęcia intensywnego procesu przerywania strugi wody (zapowietrzania lewara hydrozespołu).

W wyniku kolejnych symulacji, w których obniżano wartość pojemności wzbudzenia okazało się, że dla badanej maszyny zagrożenie wystąpienia niebezpiecznego wzrostu napięcia bezpośrednio po odłączeniu hydrozespołu od sieci pojawia się już, gdy wartość pojemności kompensacji (wzbudzenia) stanowi 10% znamionowej pojemności kompensacji. Zagrożenie jest więc w tym przypadku znaczne i wymaga zastosowania właściwych środków zapobiegawczych na etapie projektowania.

W tabeli 6.2 zebrano orientacyjne wartości parametrów elektrycznych przewodów i kabli stosowanych w obwodach nN i SN [53].

Z prób symulacyjnych wynika, że warunkiem podtrzymania samowzbudzenia jest włączenie do zacisków badanego generatora kondensatorów o pojemności co najmniej 15 µF. Przewody linii napowietrznych nN mają pojemność wielokrotnie niższą (tabela 6.2 wiersz 1 i 2). Niewystarczającą pojemność miałby również typowy kabel energetyczny nN o przeciętnej długości (tabela 6.2 wiersz 3). W związku z tym można uznać, że w obwodzie niskiego napięcia nie występuje podtrzymanie wzbudzenia generatora bez obecności przeznaczonych do kompensacji baterii kondensatorów o

23

znacznej pojemności. Wszystkie wykonane w układach rzeczywistych pomiary potwierdzają ten wniosek.

Tabela 6.2Typ przewodów Reaktancja

pojemnościowa XC

[Ω/km]

Pojemność C [µF/km]

Reaktancja indukcyjna przewodu XL [Ω/km]

Rezystancja przewodu AlR [Ω/km]

1 Linia napowietrzna 4·70 mm2, średni odstęp przewodów 0,25m,

230·103 ≈14 ·10-3 0,28 0,5

2 Linia napowietrzna 3·70 mm2, średni odstęp przewodów 0,8m

290·103 ≈11·10-3 0,33 0,5

3 Kabel energetyczny nN (do 1kV), S=70mm2,

3,98·103 0,8 0,08 0,5

4 Kabel energetyczny SN (do 10kV), S=70mm2,

9,1·103 0,35 0,10 0,5

5 Kabel energetyczny SN 8,7/15 kV, S=70mm2,

13,8·103 0,23 0,11 0,5

Generator bez kondensatorów kompensacji w układzie pewnej elektrowni wodnej Opis zachowania tej MEW z ilustracjami przebiegów czasowych przy odłączeniu od sieci

przedstawiono w rozdziale 2. i na rysunkach 2.1 i 2.2 Wszystkie dotychczasowe doświadczenia wskazywały, że do powstania ciągłego lub chwilowego samowzbudzenia generatora indukcyjnego niezbędne są kondensatory włączone w obwód jego stojana. Brak kondensatorów w badanym przypadku implikuje pytanie o parametry obwodu zewnętrznego, dołączonego do maszyny, które mogą spowodować podtrzymanie i wzrost jego napięć przy odłączeniu od systemu energetycznego.

Po zewidencjonowaniu obwodu SN, który w badanym przypadku tworzył wyspę zasilaną z MEW okazało się, że obwód ten składał się z dwóch odcinków kabla SN, o długości 1,5 km i 2,5 km, łączących dwie MEW do linii napowietrznej SN. Długość odcinka linii napowietrznej od punktu wspólnego kabli do miejsca, gdzie odłączano obwód od systemu elektroenergetycznego wynosiła około 4 km.

W celu wyjaśnienia zjawiska należy tę konfigurację obwodu SN poddać analizie pod kątem możliwości dostarczenia mocy biernej wystarczającej do wzbudzenia generatora MEW. Generator (jeden z trzech o mocy 500 kW), włączony w obwód SN za pośrednictwem transformatora 0,4kV/15 kV „widzi” pojemność linii SN zwielokrotnioną przez kwadrat przekładni transformatora, w tym przypadku ponad 1000-krotnie. Pojemności kabla SN z wiersza 5. tabeli 6.2 pomnożona przez tę krotność daje wartość około 250µF/km. Kabel SN o długości 4 km jest widziany od strony zacisków generatora MEW jako pojemność około 1000µF (reaktancja XC≅3,2Ω). Reaktancja indukcyjna podobnych maszyn o mocy 500 kW ma wartość XL≈0,6Ω (wg katalogu silników EMIT Żychlin). Jak pokazano wcześniej, przy takim stosunku reaktancji są to warunki wystarczające do podtrzymania samowzbudzenia.

Z przeprowadzonych wyżej rozważań a także na bazie wyników symulacji wynika, że zagrożenie wzrostem napięcia po odłączeniu generatora indukcyjnego MEW od sieci ma swoje dwa źródła. Pierwszą przyczyną jest pozostawienie kondensatorów kompensacji mocy biernej w obwodzie zasilanym z generatora. Jest to błąd konstrukcyjny, który występował w czterech spośród dwudziestu jeden przebadanych małych elektrowni. Drugą przyczyną jest pozostawienie odcinków kabla SN wraz z transformatorem nN/SN z wyposażenia MEW, lub z transformatorem energetycznym, zasilającym poza MEW innych odbiorców. Pojemność kabla zwielokrotniona przez kwadrat przekładni

24

transformatora może podtrzymać samowzbudzenie generatora w warunkach dynamicznego przejścia do pracy wyspowej.

6.2 Stany ustalone w trybie pracy autonomicznej przy obciążeniu symetrycznym i niesymetrycznym

Obciążenie symetryczneW celu wyznaczania parametrów pracy generatora w stanie ustalonym przy symetrycznym obciążeniu

wykonano serię obliczeń, w których po uzyskaniu ustalonej pracy w połączeniu z siecią odłączano generator MEW od sieci i prowadzono symulację do ustalenia się nowego stanu równowagi. Obliczano kolejne przebiegi wszystkich wielkości elektrycznych i mechanicznych układu dla uzasadnionych technicznie zakresów rezystancji i pojemności, przy założeniu stałej wartości momentu napędzającego, równej momentowi znamionowemu maszyny indukcyjnej. Dla każdej pary wartości R, C zapisywano ustalone wartości napięć fazowych i częstotliwości. Symulacje prowadzono z użyciem modelu generatora indukcyjnego ze wzbudzeniem pojemnościowym i symetrycznym obciążeniem rezystancyjnym, opracowanego w programie Simulink, wykorzystując przybornik SimPowerSystem.

Wyniki symulacji dla wartości zbliżonych do wartości nominalnych, przedstawiono w postaci wykresów (rys.6.2 – 6.4). Ponieważ obliczenia dotyczyły maszyny użytej w stanowisku badawczym możliwe było porównanie ich wyników z wynikami pomiarów wykonanych w rzeczywistym obiekcie.a)

80 90 100 110 120 130 140 150 160260

280

300

320

340

360

380

400

Robc [Ω ]

Ufm

[V]

C=40uFC=38uFC=35uF

b)

80 90 100 110 120 130 140 150 160260

280

300

320

340

360

380

400

Robc [Ω ]

Ufm

[V

]

C=35 uFC=40 uF

Rys.6.2. Zależność amplitudy napięć fazowych generatora od rezystancji obciążenia, a) wyniki symulacji, b) wyniki pomiaru a)

80 90 100 110 120 130 140 150 16045

50

55

60

Robc [Ω ]

f [H

z]

C=35uFC=38uFC=38uF

b)

60 80 100 120 140 16045

50

55

60

Robc [Ω ]

f [H

z]

Rys.6.3. Porównanie: a) pochodzących z symulacji, b) zmierzonych charakterystyk f = f(Robc) generatora indukcyjnego w trybie pracy autonomicznej

25

a)

3 4 3 6 3 8 4 0 4 2 4 42 8 0

2 9 0

3 0 0

3 1 0

3 2 0

3 3 0

3 4 0

3 5 0

C [ u F ]

Usa

m [V

]b)

3 4 3 6 3 8 4 0 4 2 4 44 4

4 5

4 6

4 7

4 8

4 9

5 0

5 1

5 2

5 3

5 4

C [ u F ]

f [H

z]

Rys.6.4. Zależność: a) amplitudy napięcia fazowego, b) częstotliwości generatora od pojemności wzbudzenia, przy Ro=110Ω

Obciążenie niesymetryczneW wielu przypadkach autonomicznej pracy generatora indukcyjnego poszczególne jego fazy są

obciążane niezależnie przez odbiorniki jednofazowe, włączane przypadkowo, stosownie do bieżącego zapotrzebowania na energię. Regulacja momentu napędowego turbiny [50], o ile jest przewidziana przez konstruktora turbiny, pozwala na zachowanie względnie stałej częstotliwości, nie kompensuje jednak asymetrii obciążeń fazowych, pozostawiając jej skutki w postaci np. wyższych napięć w fazach słabiej obciążonych.

Najtańszym rozwiązaniem jest przyłączanie obciążenia bezpośrednio do zacisków wzbudzonego generatora, z kompensacją zmian obciążenia za pomocą dodatkowego balastu rezystancyjnego, włączanego w każdej fazie niezależnie, w zależności od zmian obciążenia w poszczególnych fazach [19, 32, 60, 61]. Zmienne obciążenie użytkowe jest zwykle typu rezystancyjnego, rezystancyjno-indukcyjnego, lub nieliniowego. Jedynie balasty typu nadążnego umożliwiają skuteczną kompensację zmian tego obciążenia.

Asymetrycznie obciążony generator w układzie z „izolowanym zerem”

Konieczność stosowania układu nazywanego tutaj „układem z izolowanym zerem”, w którym punkt i przewód zerowy obciążenia nie jest połączony z generatorem, może powstać w przypadku, gdy uzwojenie stojana jest połączone w trójkąt. Możliwa jest też, choć nie zalecana [61], praca z izolowanym punktem gwiazdowym generatora z uzwojeniem stojana połączonym w gwiazdę. Dla układu „z izolowanym zerem” zakłada się połączenie punktu gwiazdowego obciążenia z punktem gwiazdowym kondensatorów. Możliwy jest też wariant wzajemnej izolacji wszystkich punktów gwiazdowych oraz pojedyncze połączenia pomiędzy nimi. Układy te przebadano w celu ustalenia ich przydatności i możliwości zastosowania w rzeczywistych elektrowniach wodnych.

Rysunki 6.5 przedstawiają zmierzone zmiany poszczególnych napięć obciążenia i prądów fazowych generatora wskutek przeciwbieżnych zmian obciążenia w dwóch fazach. Na rysunku 6.6.a przedstawiono zależności współczynników asymetrii od zmian rezystancji obciążenia, a na rysunku 6.6.b - przykładowy przebieg obliczonego momentu elektromagnetycznego generatora przy pewnym poziomie asymetrii obciążenia (Ku=2,2%).

26

a)

0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 10.5

0.6

0.7

0.8

0.9

1

1.1

RoA/RoC

U/U

n

UA/UnUB/UnUC/UnRoB=125Ω

b)

0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 10.5

0.6

0.7

0.8

0.9

1

1.1

RoA/RoC

I/In

IA/InIB/InIC/InRoB=125Ω

Rys.6.5. Zależność a) napięć fazowych obciążenia, b) prądów generatora od stopnia asymetrii, w układzie z izolowanym punktem gwiazdy generatora od przewodu neutralnego obciążenia, pomiar

a)

0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 10

2

4

6

8

10

12

RoA/RoC [Ω ]

Ku,

Ki

[%]

KiKu

R o B = 1 2 5 Ω ) b)

4.76 4.78 4.8 4.82 4.84 4.86 4.88 4.9

-10

-8

-6

-4

-2

0

t [s]

ME [

Nm

]

Rys.6.6. a) Obliczone na podstawie pomiaru zależności współczynników asymetrii prądów i napięć od stosunku obciążeń w fazach skrajnych, b) oscylacje momentu elektromagnetycznego przy asymetrii obciążenia (symulacja: RoARoC=0,55; RoB =125Ω)

Asymetrycznie obciążony generator w układzie z połączonym przewodem zerowym

Badania asymetrycznie obciążanego generatora indukcyjnego przeprowadzono również dla (zalecanego [61]) przypadku połączenia uzwojeń generatora w gwiazdę, z wyprowadzonym punktem gwiazdowym w postaci przewodu, służącego dla odbiorników jednofazowych jako przewód neutralny. Aby uzyskać możliwość przeprowadzenia porównania obu sposobów połączeń układu w zakres badań wzięto asymetrię z takim samym w obu przypadkach przedziałem zmienności jednej z rezystancji obciążenia. W przypadku symulacji prowadzono obliczenia aż do praktycznie całkowitego odłączenia obciążenia w jednej fazie generatora, a także przy krótkotrwałym zwarciu w obwodzie obciążenia jednej z faz.

W układzie rzeczywistym w tym samym układzie połączeń próbę przeprowadzono z obniżonym momentem napędowym, zmieniając obciążenie skokowo od wartości nominalnej (125) do wartości 9 . Dla tych samych warunków przeprowadzono symulację tego zdarzenia. Ilustrację przebiegów napięć obciążenia i prądów generatora dla tego przypadku zawierają rysunki 6.7. Wynikiem takiej zmiany był zanik generowanych napięć i związany z tym szybki wzrost prędkości zespołu zarówno jako wynik eksperymentu jak i symulacji. Jak widać uzyskane wyniki są z dobrą dokładnością zgodne z wynikami pomiaru. W układzie laboratoryjnym po ustąpieniu stanu zbliżonego do zwarcia następowało ponowne wzbudzenie z chwilowymi wartościami napięć znacznie przekraczającymi wartości znamionowe. W trakcie tego samego eksperymentu, po rozłączeniu przewodu neutralnego obciążenia od punktu zerowego uzwojeń stojana generatora powtórnie skokowo zmieniono obciążenie w jednej fazie do

27

wartości 9 Ω. Zmienione przebiegi napięć na obciążeniach poszczególnych faz i prądów generatora ilustrują dla tego przypadku rysunki 6.8.a i b. O ile w układzie z przewodem neutralnym połączonym z punktem zerowym generatora następowało wygaszenie napięć skutkiem przeciążenia lub zwarcia, to w układzie z izolowanym punktem zerowym generator pozostawał w stanie pracy. Jeśli w pierwszym przypadku ponowne wzbudzenie po ustąpieniu przeciążenia następowało ze znacznym przepięciem, to w drugim przeciążenie w jednej z faz skutkowało przepięciem w innej fazie, przy spokojnym powrocie układu do stanu ustalonego po ustąpieniu przeciążenia.

a) b)

c)

6.75 6.8 6.85 6.9 6.95 7 7.05

-300

-200

-100

0

100

200

300

t [s]

u A, u

B, u

C [

V]

d)

6.75 6.8 6.85 6.9 6.95 7 7.05-20

-15

-10

-5

0

5

10

15

20

t [s]

i A, i

B, i

C [

A]

Rys.6.7. Przebiegi napięć i prądów w układzie z połączonym punktem zerowym generatora w czasie chwilowego przeciążenia jednej z faz, wynik symulacji: a) napięcia b) prądy, wyniki pomiarów: c) napięcia, d) prądy

a)

6.65 6.7 6.75 6.8 6.85 6.9 6.95

-500

0

500

t [s]

u A, u

B, u

C [

V]

b)

6.7 6.75 6.8 6.85 6.9

-10

-5

0

5

10

t [s]

i A, i

B, i

C [

V]

Rys.6.8. Przebiegi a) napięć, b) prądów w czasie chwilowego przeciążenia jednej z faz w układzie z izolowanym punktem zerowym generatora (symulacja)

Na podstawie przedstawionych wyników badań można ocenić zagrożenia wynikające z chwilowych przeciążeń przy obydwu sposobach połączeń uzwojeń stojana. W obydwu przypadkach

28

niezbędne jest dobrze nastawione zabezpieczenie przeciążeniowe, wyłączające w krótkim (<100ms) czasie przeciążony obwód, co może zapobiegać zagrożeniom, wynikającym z przepięć w fazach generatora.

W układzie z połączonym punktem zerowym generatora poddano również badaniu przypadki asymetrii powstałej wskutek przeciwbieżnych zmian rezystancji obciążenia w skrajnych fazach. Wyniki opracowane na podstawie pomiarów przedstawiono na rysunkach 6.9.

a)

0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 10.85

0.9

0.95

1

1.05

1.1

RoA/RoC

U/U

n

UA/UnUB/UnUC/UnRoB=125 Ω

b)

0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 10.85

0.9

0.95

1

1.05

1.1

RoA/RoC

I/In

IA/InIB/InIC/InRoB=125 Ω

c)

0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 10.5

0.6

0.7

0.8

0.9

1

1.1

RoA/RoC

f/fn

RoB=125 Ω

d)

0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 10

1

2

3

4

5

6

RoA/RoC

Ki,

Ku

KuKi

RoB=125 Ω

Rys.6.9. Ilustracja skutków asymetrii II rodzaju, wyznaczonych na podstawie pomiaru w stanowisku laboratoryjnym: a) napięcia, b) prądy, c) częstotliwość, d) współczynniki asymetrii prądu i napięcia

6.3 Stany ustalone dla pracy autonomicznej przy obciążeniu odkształcającym (prostownik z kondensatorem)Obciążenie generatora może mieć charakterystykę liniową (rezystancja, rezystancja z indukcyjnością),

lub nieliniową. Najczęściej spotykanym reprezentantem obciążeń nieliniowych są zasilacze układów elektronicznych. Zasilacze te mają od strony sieci prostownik wyposażony w filtr pojemnościowy. Takie obciążenie pobiera energię tylko w okolicach maksymalnych wartości napięcia wyprostowanego. Zwykle obciążenie nie jest jednolite pod tym względem. Część odbiorników ma charakterystykę liniową, część nieliniową. Skutki dla napięć generatora zależą od wzajemnych proporcji tych obciążeń. Do badań wybrano następujące warianty obciążeń:(a) całkowite obciążenie w jednej z faz włączone za układem prostownika z filtrem, w układzie z

połączonym i izolowanym punktem zerowym stojana generatora,(b) obciążenie mieszane, częściowo włączone bezpośrednio, częściowo za prostownikiem z filtrem,(c) obciążenie za prostownikiem z filtrem włączone we wszystkich fazach generatora, z jego punktem

zerowym połączonym z przewodem N lub izolowanym.

29

a) b)

3,49 3,5 3,51 3,52

-300

-200

-100

0

100

200

300

t [s]

Ua,

Ub,

Uc

[V]

Rys.6.10. Przebiegi napięć na obciążeniach w układzie z obciążeniem według punktu (a) z izolowanym punktem zerowym generatora: a) zmierzone, b) uzyskane w wyniku symulacji a) b)

3,49 3,5 3,51 3,52-6

-4

-2

0

2

4

6

t [s]

Isa,

Isb,

Isc

[A]

Rys.6.11. Przebiegi prądów generatora w układzie z obciążeniem według punktu (a) z izolowanym punktem zerowym generatora: a) zmierzone w układzie laboratoryjnym, b) uzyskane w wyniku symulacji

Zestawione na rysunkach 6.10 i 6.11 przebiegi uzyskane drogą pomiarową i w wyniku symulacji wykazują podobieństwo z różnicami nie przekraczającymi 2 % dla napięć i 10 % dla prądów. Przyjęto w związku z tym, że do oceny zjawisk zachodzących w analizowanym generatorze i zasilanych obwodów obciążenia można używać wyników pomiaru lub symulacji zamiennie.

Wyznaczone wartości harmonicznych napięć fazowych, mierzonych względem przewodu N, przy obciążeniach włączonych za prostownikiem z filtrem znacznie przekraczają wartości dopuszczone przez normę określającą parametry jakości energii w sieciach energetycznych [52]. W szczególności 3. harmoniczna napięć przyjmuje w każdym z tych przypadków znaczne wartości, co ma wpływ na obniżenie sprawności generowania energii.

6.4 Stany quasi-ustalone przy różnego rodzaju balastach korygującychOpis możliwych do zastosowania wariantów balastu zamieszczono w rozdziale 4 pracy. Zbudowany

do celów badawczych układ laboratoryjny zawiera trzy warianty balastu. Dla tych wariantów opracowano odpowiednie modele symulacyjne w programie Simulink.

Balast nadążny z modulacją szerokości impulsuDziałanie opisanego w rozdziale 5. 4 układu balastu testowano zarówno pomiarowo, jak i metodą

symulacji w programie Simulink. Schemat modelu symulacyjnego przedstawia rysunek 4.3. Częstotliwość przebiegu nośnego w obydwu przypadkach nastawiono na 1 kHz. Układ balastu ma za zadanie zapewnienie (w granicach obciążeń nie większych od wartości znamionowej) wartości chwilowych

30

całkowitego prądu obciążenia proporcjonalnych do napięcia fazowego generatora. Odpowiedź układu balastu na dynamiczną zmianę w obwodzie obciążeń przedstawiają rysunki 6.12. Badanie przeprowadzono w układzie z połączonymi gwiazdami obciążenia i generatora. Podobny rezultat uzyskuje się przy izolowanej gwieździe generatora.

a) b)

Rys.6.12. Działanie układu laboratoryjnego, wyposażonego w balast nadążny. a) zmiana napięć przy skokowym wyłączeniu nieliniowego obciążenia użytkowego w jednej z faz, b) stan ustalony napięć przy wyłączonym obciążeniu użytkowym w jednej fazie

Balast nadążny analogowy

Mankamentem balastu nadążnego z modulacją szerokości impulsów jest generowanie harmonicznych prądu o częstotliwości przełączania w obwodzie obciążenia. Obwód tych harmonicznych, ze względu na indukcyjności generatora, może zamykać się tylko poprzez kondensatory wzbudzenia, zwiększając w nich straty, co przyśpiesza procesy ich starzenia.

a)

7.922m 18.000m 27.000m 36.000m 45.000m0.000K

0.500K

1.000K

1.500K

1.915K

PD(M1) (W)T (Secs )

PD(R2) (W) PD(R1) (W)

Micro-Cap 8 Evaluation Versionanalog.CIR b)

59.934m 90.000m 100.828m-15.799

0.000

15.00015.400

i(R1) (A)T (Secs)

i(L2) (A) i(R10) (A)

Micro-Cap 8 Evaluation Versionanalog.CIR

Rys.6.13. a) Przebiegi mocy wydzielonych na elementach obciążenia generatora MEW z balastem analogowym. Kolory: niebieski – moc obciążenia użytecznego, czerwony – moc w rezystorze balastu, zielony - moc w tranzystorze regulacyjnym; b) przebiegi prądu balastu (kolor zielony), zasilania (czerwony) i obciążenia użytkowego (niebieski) w układzie z wartością rezystancji obciążenia użytkowego 450 Ω

Wady tej pozbawiona jest zaproponowana przez autora wersja balastu, działającego w trybie analogowym. Rezystory balastu włączony są tak samo jak w poprzednim przypadku za prostownikiem przez tranzystor szeregowy. W szerszym zakresie badano ten układ metodą symulacyjną z użyciem symulatora MicroCap. Schemat układu, za pomocą którego badano między innymi rozdział mocy w elementach balastu i obciążenia, przedstawia rysunek 4.4. W układzie zastosowano sprzężenie pomiędzy wartościami chwilowymi napięcia i sumarycznego prądu obciążeń: użytkowego i balastu, z zachowaniem stałego współczynnika proporcjonalności, co maksymalizuje współczynnik mocy układu odbiorczego. W

31

i [A]P [W]

przykładowym, przedstawionym na rysunku 4.4 układzie badano jego zachowanie przy zmianie wartości rezystancji R2 i pojemności C1. Rysunki 6.13 przedstawiają przykłady wyników symulacji, rysunek 6.14 przedstawia przebiegi zarejestrowane w układzie laboratoryjnym.

Rys.6.14. Przebieg prądu obciążenia nieliniowego (niebieski) i balastu (zielony) w układzie laboratoryjnym

7. Wnioski z pomiarów i obliczeń symulacyjnych7.1 Współpraca maszyny indukcyjnej z sieciąPraca w trybie silnikowym

Tryb silnikowy w niniejszej pracy badano ze względu na możliwość czasowego przejścia do tego trybu generatorów włączonych do sieci, jak i ze względu na warunki, stwarzane do pracy silników indukcyjnych w sieci zasilanej z indukcyjnego generatora MEW. W tym trybie poddawano weryfikacji pierwsze wersje modeli symulacyjnych opracowanych za pomocą programowania obiektowego i w programie Simulink.

Okoliczności umożliwiające chwilową lub ciągłą pracę generatora MEW w trybie silnikowym to:- rozruch inicjujący przepływ wody w hydrozespole typu lewarowego,- rozruch, włączenie generatora MEW do sieci przy prędkościach mniejszych od jego prędkości

synchronicznej,- stan podwyższonych poziomów wody, kiedy poziomy wody „górnej” i „dolnej” zbliżają się do

siebie lub wyrównują, co prowadzi do zaniku lub odwrócenia kierunku momentu mechanicznego turbiny. Na okoliczność znaczącego obniżenia mocy generowanej przez hydrozespół wskutek zmian

poziomów wody wystarczy w układzie automatyki elektrowni ustawić poziom progowy mocy, przy którym jego praca staje się nieopłacalna.

Dodatkowe zagrożenia związane z rozruchem generatora i pracą w stanie ustalonym mogą pochodzić od asymetrii napięć sieci zasilających i odkształceń wywołanych pracą odbiorników nieliniowych. Z doświadczeń pomiarowych wynika, że asymetria układu zasilania w punkcie przyłączenia generatora MEW pojawia się tylko w sieciach niskich napięć, w sytuacji kiedy punkt ten jest dość znacznie oddalony od stacji transformatorowej. Znane są układy kompensacji asymetrii i skutków nieliniowości obciążeń [8, 62], jednak w przypadku małych elektrowni wodnych najbardziej rozsądną – zarówno ze względu na koszt, jak i uzyskany rezultat - alternatywą tych rozwiązań jest budowa osobnej linii zasilania MEW bezpośrednio do stacji transformatorowej. Wniosek ten

32

potwierdzają pomiary [3], w trakcie których badano wpływ udarów prądowych na napięcia w stacjach transformatorowych i w punktach odległych od stacji. Proponowane rozwiązanie zapobiega zagrożeniom wywołanym przez MEW dla odbiorców, bowiem umożliwia separację odbiorców od MEW. Utrudnia również niepożądane podtrzymanie samowzbudzenia generatora MEW przez odbiory o charakterze pojemnościowym, włączane w sposób przypadkowy przez tych odbiorców.

Dynamika przy rozruchu hydrozespołu

Rozruch generatora hydrozespołu przy włączaniu go do sieci nie powoduje na ogół zagrożeń uszkodzeniem urządzeń pracujących z nim we wspólnej sieci. Jednak, jak przy każdym włączaniu dużej maszyny do sieci, może powodować zapad napięcia o czasie trwania równym czasowi rozruchu. Z symulowanych przebiegów rozruchowych przy różnych prędkościach początkowych i zwrocie momentu mechanicznego wynika, że związany z rozruchem czas zapadu w typowych MEW z zakresu mikro może sięgać 1s. Obwody zasilające nN mają długości do kilku kilometrów. Impedancja 1 km typowej linii nN wynosi ok. 0,6 Ω. Włączenie do takiej sieci silnika np. typu Sg132M-4 o mocy 7,5 kW z prądem rozruchowym około110A, pracującego jako generator MEW w odległości 1 km od transformatora, może spowodować chwilowe obniżenie napięcia o około 70 V, co praktycznie zakłócić może pracę większości urządzeń załączonych do tej sieci.

Ocenę wpływu załączenia generatora do sieci na czas trwania i głębokość związanego z nim zapadu napięcia należy przeprowadzić na etapie projektowania MEW. Ocenę głębokości zapadu napięcia można przeprowadzić stosując proste przeliczenia spadków napięć pochodzących od prądu rozruchowego maszyny indukcyjnej na impedancjach linii zasilających. Czas trwania zapadu związanego z rozruchem można dla mniejszych maszyn (do około 10 kW), wyznaczyć z dobrą dokładnością dla dowolnie wybranego momentu włączenia i stanu pracy napędu (jako pompy lub turbiny) stosując oparte na równaniach obwodowych modele generatora (rozdział.3) i sieci elektroenergetycznej, z parametrami tej sieci pobranymi z baz danych programów symulacyjnych lub powszechnie dostępnych źródeł [53]. Na tej podstawie możliwe jest dokonanie oceny metodami symulacyjnymi głębokości i czasu trwania zapadu i wreszcie wyboru sposobu i chwili włączania generatora MEW do sieci jeszcze w fazie projektowania.

Dynamika przy przejściu na pracę wyspową

Przypadkowe przejście generatora indukcyjnego MEW na pracę wyspową jest zdarzeniem niosącym największe zagrożenie dla obwodów zasilanych z generatora. W zależności od sposobu reakcji układu sterowania elektrowni prędkość hydrozespołu i napięcia generatora mogą zostać szybko ograniczone, lub mogą długotrwale przybierać wartości znacznie przekraczające wartości znamionowe. We wszystkich zarejestrowanych przypadkach niebezpiecznego wzrostu napięć był to skutek niewłaściwego sterowania. Symulacje i badania pomiarowe opisane w rozdziale 6.1 pozwalają na ustalenie następujących wniosków:

- podtrzymanie samowzbudzenia generatora indukcyjnego po odłączeniu go od sieci jest możliwe wyłącznie przy pozostawieniu współpracującego z nim źródła mocy biernej, którym najczęściej jest bateria kondensatorów, pełniąca w trybie pracy generatorowej z siecią rolę kompensacji mocy biernej,

- rolę źródła mocy biernej mogą pełnić elementy obwodu pozostającego „na wyspie” z generatorem MEW: kondensatory innych urządzeń w obwodzie, długie odcinki kabli energetycznych,

- nawet pojemności wielokrotnie mniejsze od pojemności kompensujących reaktancję magnesującą mogą w stanie dynamicznym wywołać niebezpieczny wzrost napięć nieobciążonego generatora indukcyjnego (rozdział 6.1),

33

- skutecznym środkiem zapobiegawczym przed wzrostem napięć jest właściwie zaprojektowany układ zabezpieczeń, odłączający generator od wszystkich współpracujących urządzeń w przypadku wzrostu prędkości hydrozespołu lub napięć generatora,

- działaniem układu zabezpieczeń alternatywnym do odłączenia generatora jest załączenie jednego z wymienionych w rozdziale 4. układów balastu, pozwalających rozproszyć energię hydrozespołu w elementach obciążenia rezystancyjnego, nie dopuszczając do wzrostu prędkości i napięć.

7.2 Układy pracujące autonomicznie

Układ obciążony i wzbudzony symetrycznie

Układ ten badano metodami symulacyjnymi, dla przykładowo dobranego generatora indukcyjnego reprezentatywnego dla MEW małej mocy. Badania prowadzono dla szerokiego zakresu obciążeń i wartości kondensatorów wzbudzenia, przy założeniu stałości momentu napędzającego. Jak wynika z rysunków 6.2 – 6.4 zmiany rezystancji obciążenia powodują znaczne zmiany napięć wyjściowych generatora przy niewielkim wpływie na częstotliwość (prędkość hydrozespołu). Częstotliwość obliczona nieznacznie maleje ze wzrostem rezystancji obciążenia, podczas gdy z pomiarów wynika, że w układzie rzeczywistym również ma miejsce początkowo nieznaczny spadek, a dla większych rezystancji (i większych napięć) wzrost częstotliwości (rys.6.3). Przyczyną tej różnicy jest nieuwzględnienie w modelu matematycznym nieliniowości obwodów magnetycznych maszyny.

Wzrost pojemności wzbudzenia (rys.6.4) przy stałym momencie napędzającym powoduje obniżenie częstotliwości przy niewielkim wpływie na napięcie generatora. Inaczej jest w układach analizowanych przy założeniu stałej prędkości hydrozespołu, w których wzrost pojemności wywołuje wzrost wartości napięcia generatora.

Układy z asymetrycznym obciążeniem

Układy z asymetrycznym obciążeniem podzielono na dwie wersje: - z izolowanym punktem zerowym uzwojeń generatora („z izolowanym zerem”),- z punktem zerowym uzwojeń generatora połączonym z przewodem N obciążenia.

Każda z tych wersji może być dodatkowo rozdzielona na układ, w którym punkt gwiazdy kondensatorów wzbudzenia jest połączony z przewodem N obciążeń lub jest izolowany.

Ponieważ układy te wykazują pewne różnice, podjęto badania osobno każdego z nich przy dwóch typach asymetrii: ze zmienną tylko jedną z rezystancji obciążenia i ze zmienianymi rezystancjami w dwóch fazach w przeciwnych kierunkach.

W układzie „z izolowanym zerem” i połączonymi punktami gwiazd obciążenia i pojemności współczynnik asymetrii napięć utrzymuje się w zakresie dopuszczonym normą [52] poniżej 2% dla przedziału (RoN – 30%, RoN +60%) zmian rezystancji w jednej z faz. Jednocześnie zakres zmian tej rezystancji dla którego wszystkie napięcia mieszczą się w znormalizowanym przedziale UN±10% [52] jest mniejszy (RoN – 20%, RoN +60%).

Połączenie przewodu N z punktem zerowym uzwojeń stojana poszerza w niewielkim stopniu zakres zmienności rezystancji, przy którym napięcia mieszczą się w przedziale UN±10% dla obydwu rodzajów asymetrii, natomiast przedział zmienności, przy którym wartość współczynnika asymetrii spełnia wymagania normy [52] jest podobny do odpowiedniego przedziału podanego dla układu z izolowanym punktem zerowym.

Układ „z izolowanym zerem” i izolowanym punktem gwiazdy kondensatorów jest najgorszy z punktu widzenia zmian wartości napięć w poszczególnych fazach obciążenia. Np. przy asymetrii wywołanej zmianą rezystancji w jednej fazie napięcie obciążenia tej fazy zmienia się w szerokich granicach, w związku z czym wariant ten nie powinien być stosowany bez dodatkowego balastu kompensującego te zmiany.

34

Przy drugim rodzaju asymetrii, to jest przy równoczesnej zmianie rezystancji w dwóch fazach w przeciwnych kierunkach od wartości znamionowej, zarówno wartości napięć, jak i ich współczynnik asymetrii (rys.6.5 i 6.6) mieszczą się w znormalizowanych przedziałach dla stosunku zmienianych rezystancji z przedziału 0,6 ÷1.

W każdym przypadku, przy osiągnięciu wartości współczynnika asymetrii napięć zbliżonej do 2%, składnik przemienny (100-hercowy) momentu elektromagnetycznego przekracza 20% wartości nominalnej i wywołuje słyszalne drgania w generatorze (rys.6.6.b). Z tego względu, z uwagi na trwałość elementów hydrozespołu, wskazane jest utrzymywanie asymetrii na możliwie najniższym poziomie. Uzasadnia to dodatkowo potrzebę obniżania poziomu asymetrii za pomocą obciążeń balastowych, których wyniki badań przedstawiono w rozdziałach 5 i 6.

Skrajna wartość asymetrii występuje w przypadku całkowitego odłączenia obciążenia w jednej z faz. Napięcie w fazie odciążonej przekracza wtedy napięcie znamionowe o około 30%. Wynik ten poparto eksperymentem, przeprowadzonym przy obniżonym do 0,8⋅MN momencie napędzającym, gdzie napięcie w fazie odciążonej wzrosło do 1,2⋅UN. Przy takiej asymetrii składnik zmienny momentu elektromagnetycznego (jego podwójna amplituda) przekracza jego wartość średnią. Stan taki objawia się znacznym poziomem hałasu i drgań generatora, które przenoszą się poprzez elementy napędu do maszyny napędzającej (turbiny).

Drugi przypadek skrajnej wartości asymetrii dotyczy zwarć fazowych w obwodach obciążenia. Zwarcie jednej z faz z przewodem N, w układzie z punktem zerowym połączonym z tym przewodem, powoduje wygaszenie napięć generatora w bardzo krótkim czasie skutkiem zaniku prądu wzbudzenia w jednej fazie (rys.6.7 i 6.8). Taki przypadek staje się ponownie niebezpieczny po odłączeniu zwarcia przez układ zabezpieczeń, ponieważ hydrozespół w czasie trwania zwarcia gwałtownie zwiększa prędkość i wzbudza się ponownie przy podwyższonej prędkości ze znacznie zwiększonymi napięciami.

Zwarcie fazowe w układzie z „izolowanym zerem” nie powoduje wytłumienia napięć, lecz przepięcie w pozostałych dwóch fazach o czasie trwania równym czasowi zwarcia. Przepięcie pojawia się już przy silnym przeciążeniu w jednej z faz (rys.6.8). Takim zagrożeniom zapobiegać można przez dobrze nastawione układy wykrywania i wyłączania przeciążeń i przepięć, wyłączające obwody obciążenia przy przekroczeniu wartości nastawionego prądu lub przy przekroczeniu granicznych wartości napięć skutecznych przez ustawiony czas.

Biorąc pod uwagę, że dość znacznej asymetrii obciążeń odpowiadają relatywnie niskie współczynniki asymetrii napięć, można postawić wniosek, że układy korekty symetrii obciążeń nie muszą wykonywać tego zadania z wysoką precyzją. Obniżenie wymagań co dokładności wprowadzanej korekty może mieć znaczący wpływ na koszt wytworzenia sterowników balastu korekcyjnego.

Układy z balastem

Układy z balastem mają za zadania kompensować skutki zmienności obciążeń we wszystkich fazach generatora i asymetrii z powodu zmian obciążeń w poszczególnych fazach. Spośród opisanych w rozdziale 4 typów balastu na uwagę, ze względu na dobry efekt działania, zasługują balasty rezystancyjne włączane stykowo lub za pośrednictwem łączników półprzewodnikowych organizowane np. w binarne ciągi wartości rezystancji. Ten rodzaj balastu pozwala precyzyjnie równoważyć obciążenia faz oraz zapewnić generatorowi zbliżoną do znamionowej wartość wspólnego obciążenia.

Przypadek obciążeń nieliniowych, do których najczęściej należy zasilacz z prostownikiem i filtrem pojemnościowym, wymaga innego sposobu balastowania, jeżeli zamierza się obciążać generator prądami sinusoidalnymi. W tym przypadku za właściwe rozwiązanie uważać można balast nadążny, który badano w dwóch wariantach: z obciążeniem regulowanym metodą PWM (rys.4.3) i

35

metodą analogową (rys.4.4). Obydwa sposoby sterowania mają bardzo podobny wpływ na pracę generatora indukcyjnego. Różnica dotyczy prądów o częstotliwości nośnej modulatora PWM, które pojawiają się w pierwszym przypadku w obciążeniu i dla których obwód zamykają kondensatory wzbudzenia. W drugim, z powodu odmiennego sposobu sterowania układu nadążnego, prądy płynące przez obciążenie balastu kompensują różnicę pomiędzy wartością zadaną prądów, proporcjonalną do napięcia generatora, a wartością rzeczywistą prądów pobieranych przez obciążenie użytkowe. W kondensatorach wzbudzenia prądy o częstotliwościach harmonicznych zostają w ten sposób istotnie zredukowane. Układ ten nie wytwarza żadnych dodatkowych składników prądu, które występują w balastach pracujących z modulacją szerokości impulsu.

Każdy z przebadanych rodzajów balastu nadążnego zapobiega powstawaniu asymetrii napięć obciążenia generatora MEW (rys.6.12), pozwala na utrzymywanie w przybliżeniu stałych wartości prądu obciążenia we wszystkich fazach, niezależnie od zmian obciążenia użytkowego. Balasty nadążne kompensują częściowo przepięcia w układzie „z izolowanym zerem” w razie przeciążeń w jednej z faz, nie zapobiegają jednak spadkom prędkości i częstotliwości napięć w tym przypadku. Nie są one też sposobem na inny problem, pojawiający się przy zwarciach i przeciążeniach w układach z zerem połączonym z przewodem N. Przy takiej konfiguracji obwodu przypadki przeciążeń lub zwarć, mogących spowodować wygaszenie napięć generatora i ponowne wzbudzenie przy podwyższonej prędkości, powinny być wykrywane przez sprawne zabezpieczenia przeciążeniowe, wyłączające – co jest bardzo istotne - w krótkim czasie (<0,1s) przeciążony obwód, zanim napięcia stanu nieustalonego nie zostaną stłumione i prędkość nie wzrośnie do wartości niebezpiecznych przy ponownym wzbudzeniu.

Układy balastu nadążnego instalowane w MEW okresowo przechodzących do pracy wyspowej mogą zapobiegać rozpędzaniu się hydrozespołu i powstawaniu przepięć na wyjściu generatora. Ponadto mogą być pomocne w procesie synchronizacji częstotliwości wyjściowej generatora i sieci energetycznej przed ponownym włączeniem „wyspy” zasilanej z autonomicznie pracującego generatora do sieci. Modelowanie zjawisk związanych z ponownym włączaniem „wyspy” do sieci przeprowadzać można za pomocą modelu symulacyjnego, powstałego skutkiem kompilacji dwóch modeli przedstawionych na rysunkach 4.1, 4.2 i 4.3. Ten zakres zagadnień nie znalazł się w niniejszej pracy.

Praca z siecią energetyczną

Wybór sposobu połączenia generatora z siecią pomiędzy układem 3-przewodowym, a 4-przewodowym jest łatwy do rozstrzygnięcia, ponieważ układ 3-przewodowy pozwala na osiągnięcie większej mocy wyjściowej i nieco wyższych sprawności. Maszyna indukcyjna we współpracy z siecią z reguły wykorzystuje połączenie trójprzewodowe i punkt zerowy uzwojeń stojana nie jest w tym przypadku wyprowadzany w postaci dodatkowego przewodu.

Bateria kondensatorów kompensacji mocy biernej może być połączona w trójkąt, co pozwala na zastosowanie mniejszych pojemności, lub w gwiazdę, dzięki czemu można zastosować kondensatory o niższym napięciu znamionowym. Przy połączeniu w trójkąt, podobnie jak w gwiazdę bez połączenia punktu zerowego gwiazdy z przewodem neutralnym nie ma możliwości przepływu prądów od składowej zerowej napięć. W rzeczywistych układach generator indukcyjny pracuje często w pewnym zakresie nasycenia obwodu magnetycznego, czego skutkiem mogą być generowane składniki harmoniczne napięć. Bateria kondensatorów, ze względu na malejącą reaktancję dla rosnących częstotliwości stanowi rodzaj „wzmacniacza” harmonicznych, zwłaszcza przy połączeniu jej punktu gwiazdowego z przewodem zerowym generatora, ponieważ wtedy tworzy się dodatkowy obwód dla prądów harmonicznych rzędu 3·n (n=1, 2, ..). Dlatego dla pracy autonomicznej wydaje się korzystna konfiguracja z punktem gwiazdy kondensatorów izolowanym od punktu gwiazdy generatora.

36

Napięcie maszyny indukcyjnej pracującej jako generator musi przekraczać napięcie współpracującej sieci elektroenergetycznej. W roku 2004 w sieciach niskiego napięcia w Polsce nastąpiło przełączenie napięć z wartości znamionowej 220V/380V do wartości 230V/400V. Większość niewielkich maszyn używanych we wcześniej budowanych małych elektrowniach wodnych ma znamionowe napięcie 380V, w związku z czym pracują obecnie przy napięciu co najmniej o 5% przekraczającym napięcie, na które zostały zaprojektowane. W świetle wykonanych wyników pomiaru sprawności i obciążalności, przy takim poziomie napięć obciążalność generatora przy prądzie znamionowym stojana spada do 80% lub niżej. Podobnie sprawność generatora zasilającego sieć o napięciu podwyższonym o10% może obniżyć się o około 10%. Biorąc to pod uwagę można, przy projektowaniu MEW włączonej do sieci niskiego napięcia, rozważyć możliwość zastosowania autotransformatora, pozwalającego włączyć generator na napięcie do 10% niższe od znamionowego, dzięki czemu można uniknąć konieczności jego przewymiarowania.

Praca w trybie autonomicznym

O ile wymagania urządzeń obciążających generator MEW co do wartości napięcia zasilającego nie są ostre, wskazane jest utrzymywanie napięć wyjściowych generatora przy dolnym poziomie wartości dopuszczalnych. Dzięki temu możliwe jest uzyskanie większej mocy wyjściowej generatora. Zgodnie z uzyskanymi wynikami pomiaru oraz informacją podaną w literaturze [61] przy niewielkim podwyższeniu napięcia pracy ponad wartość znamionową (około 410 V, 2,5% powyżej wartości znamionowej) obciążalność generatora spada do 60%. Wynik lepszy o co najmniej 20% można uzyskać, utrzymując napięcie generatora na poziomie dolnych wartości dopuszczalnych (370V, 7,5% poniżej wartości znamionowej).

8. Podsumowanie

W pracy przedstawiono ocenę stanu technicznego reprezentatywnej grupy małych elektrowni wodnych z regionu opolskiego. Wyniki prac pomiarowych wykonanych w tych obiektach stały się podstawą opracowania założeń zarówno dla części eksperymentalnej, jak i symulacyjnej.

Przy opracowaniu modeli matematycznych i programów obliczeniowych, a także estymacji parametrów elektromagnetycznych użytych w modelach symulacyjnych korzystano z oryginalnego dorobku macierzystej jednostki naukowej autora [26, 36, 38].

Stanowisko laboratoryjne do badań zachowania generatora indukcyjnego w różnych stanach pracy zostało zbudowane z intencją łatwego odtworzenia procesów statycznych i dynamicznych występujących w rzeczywistych elektrowniach wodnych. Układ napędowy symulujący pracę turbiny zaprojektowano w ten sposób, aby jego charakterystyka mechaniczna była zbliżona do charakterystyk większości rzeczywistych układów napędowych MEW. Pewne funkcje sterowania zadaniami stanowiska badawczego powierzono układowi sterownika mikroprocesorowego, opartego na procesorze SAB80C537, pochodnym od procesora INTEL 8051. Układ obciążenia generatora został wyposażony w trzy rodzaje układów balastu. Wykorzystując możliwości stanowiska wykonano próby zachowania się generatora indukcyjnego w każdym z rozpatrywanych trybów pracy, w warunkach pracy ustalonej i przy dużej rozmaitości zdarzeń dynamicznych. Uzyskano w ten sposób informacje o zagrożeniach wywołanych przez te zdarzenia, co pozwala na ich identyfikację i wybór właściwych środków zaradczych.

Poprawność działania budowanych z użyciem programów Matlab/Simulink i Plecs modeli symulacyjnych weryfikowano pomiarowo dla większości wykorzystywanych układów. Dobra zgodność wyników symulacji z wynikami pomiarów, w szczególności w układach ze współdziałaniem maszyny indukcyjnej z zewnętrznymi elementami energoelektroniki podnosi poziom zaufania do wyników symulacji układów trudnych do praktycznej realizacji.

37

Pomiary wykonane w rzeczywistych elektrowniach wodnych oraz warunkach laboratoryjnych, a także symulacje różnorodnych zjawisk dynamicznych pozwoliły zinwentaryzować zagrożenia, którym mogą podlegać generatory indukcyjne i zasilane obwody zewnętrzne w różnych stanach pracy generatora i zasilanej sieci. Przy wysokim stopniu prawdopodobieństwa poprawności wyników uzyskiwanych za pomocą opracowanych układów symulacji, możliwe jest testowanie skuteczności układów zabezpieczających, przewidzianych do zastosowania w projektowanych MEW, bez konieczności tworzenia ich fizycznych odpowiedników.

Jeden z badanych w ramach pracy układów balastu jest oryginalną propozycją autora, możliwą do niskonakładowego stosowania w MEW, obecnie z zakresu piko, przy dalszym spadku cen elementów półprzewodnikowych również w MEW o większych mocach.

Do oryginalnych osiągnięć autora można również zaliczyć wykonanie obszrnych badań zachowań generatora indukcyjnego MEW, wyjaśniających przyczyny i zakres warunków powstawania niebezpiecznych stanów jego pracy.

Wykorzystując opracowane modele symulacyjne można badać zachowanie generatora indukcyjnego w stanie współpracy z siecią elektroenergetyczną, w stanach przejściowych przy odłączaniu od sieci z różnymi zestawieniami elementów biernych, obciążenia i balastu pozostającymi w układzie zasilanym z autonomicznie pracującego generatora. Po niewielkich modyfikacjach zarówno modele symulacyjne, jak i stanowisko badawcze pozwolą na testowanie możliwości powtórnego dołączenia do sieci elektroenergetycznej zasilającego wcześniej „wyspę” generatora indukcyjnego.

Uzyskane wyniki pracy potwierdziły postawioną na wstępie tezę pracy: po właściwej identyfikacji wszystkich zagrożeń, mogących wystąpić w projektowanej MEW, zastosowanie jeszcze na etapie projektowania odpowiednich środków z zakresu omówionych w niniejszej pracy zapewni bezpieczeństwo pracy generatora indukcyjnego jak również układów wzbudzenia i obciążenia, pozostających na „wyspie” zasilanej z tego generatora.

Praca, w zakresie opracowanych sposobów badań symulacyjnych stanów dynamicznych hydrozespołu MEW, stanowić może metodę projektowania części elektrycznej takich elektrowni, pozwalającą na identyfikację zagrożeń i podjęcie właściwych decyzji o zastosowanych środkach zapobiegawczych.

Częściowe wyniki prac badawczych związanych z tematem pracy zostały przedstawione na siedmiu konferencjach naukowych i zostały zamieszczone w materiałach konferencyjnych [4, 5, 25, 27, 29, 30] a w jednym przypadku [28] w czasopiśmie technicznym.

Zdaniem autora, biorąc pod uwagę wyliczone dokonania planowany zakres prac, jak i przewidziane cele pracy zostały osiągnięte.

38

Wybrane pozycje literaturowe[3] Beniak R., Gardecki A., Hickiewicz J., Moch J., Wach P.: Badania jakości energii elektrycznej na obiektach

Zakładu Energetycznego Opole S.A. Praca naukowo-badawcza NB 52/00, dla Zakładu Energetycznego Opole S.A., 2000-2003 r.

[4] Beniak R., Gardecki A., Hickiewicz J., Moch J., Wach P.: Maszyna indukcyjna w różnych stanach pracy jako generator w elektrowniach wodnych. IV Krajowa Konferencja Postępy w Elektrotechnice Stosowanej PES-4, Kościelisko, czerwiec 2003, t.1, s.287-294.

[5] Beniak R., Gardecki A., Hickiewicz J., Moch J., Wach P.: Pomiary dynamiczne przejścia generatora indukcyjnego na pracę wyspową. 39th International Symposium on Electrical Machines SME-2003, str. 87, Gdańsk-Jurata 9-11.06.2003. (pełny tekst na CD)

[14] Decyzja Parlamentu Europejskiego i Rady Europy nr 1230/2003/WE z 26 czerwca 2003r. Intelligent Energy-Europe, dotycząca wieloletniego, obejmującego okres 2003 - 2006r., programu akcyjnego doskonalszego korzystania z energii.

[15] DEKLARACJA MADRYCKA „Plan działań na rzecz źródeł energii odnawialnej w Europie”, Madryt, Hiszpania 16 – 18 marca 1994.

[16] Dybowski P., Orlewski W.: Badania generatora indukcyjnego wzbudzanego kondensatorami. Zeszyty Problemowe KOMEL – Maszyny Elektryczne, 77/2007, s.23-26.

[17] Dyrektywa Unii Europejskiej nr 2001/77/EC z 1.04.2001 r. w sprawie rozwoju i wykorzystania odnawialnych źródeł energii.

[19] Ekanayake J. B.: Induction generators for small hydro schemes. Power Engineering Journal , April 2002. Pp 61-67.

[21] Gawecka H., Januszewski S.: Woda i wiatr – lokalne źródła energii elektrycznej. Wiadomości Elektrotechniczne 10/1995, s. 380-383.

[23] Gładysiewicz G.: Pompy i turbiny wodne. WNT Warszawa 1951. [25] Hickiewicz J., Kamiński M., Moch J.: Badania symulacyjne generatorów indukcyjnych. MiS-3,

Kościelisko, czerwiec 2004, s.341-347 [26] Hickiewicz J., Macek Kamińska K., Wach P.: A simulation of common-bus drives in power plants, Archiv

für Elektrotechnik 75 (1992), pp. 293 – 302. [27] Hickiewicz J., Moch J.: Mała elektrownia wodna z generatorem indukcyjnym w autonomicznym trybie

pracy. VI Krajowa Konferencja Postępy w Elektrotechnice Stosowanej PES-6, Kościelisko, czerwiec 2007r., s.261-264.

[28] Hickiewicz J., Moch J.: Pomiarowa ocena maszyny indukcyjnej pracującej jako generator w małej elektrowni wodnej. Wiadomości Elektrotechniczne 12/2005, s.14-16.

[29] Hickiewicz J., Moch J.: Pomiary stanów statycznych i dynamicznych generatorów indukcyjnych w małych elektrowniach wodnych. V Krajowa Konferencja Postępy w Elektrotechnice Stosowanej PES-5, Kościelisko, czerwiec 2005, t.1, s.287-294.

[30] Hickiewicz J., Moch J.: Wyniki pomiarów maszyn indukcyjnych zastosowanych jako generatory w małych elektrowniach wodnych. International Symposium on Electrical Machines SME’2005, s.503-508.

[31] Hickiewicz J.: Maszyny elektryczne, materiały niepublikowane. [32] http://www.electric-motors.co.nz: PowerFlow System – Electronic Load Governor for small hydro [34] Januszewski S., Swiątek H.: Nowoczesne przyrządy półprzewodnikowe w energoelektronice. WNT

Warszawa 1994. [36] Kamiński M.: Programowanie obiektowe w badaniach własności dynamicznych wybranej klasy układów

elektromechanicznych. Rozprawa doktorska, Politechnika Opolska, 2002. [38] Korbaś G.: Obiektowy system estymacji parametrów układów elektromechanicznych. Rozprawa

doktorska, Politechnika Opolska 2007. [40] Macbahi H., Barazzouk A,. Xu J., Cheriti A., Rajagopalan V.: A unified method for modeling and

simulation of three phase induction motor drives, Canadian Conference on Electrical and Computer Engineering 2000. s. 345-349.

[42] Mrozek B., Mrozek Z.: Matlab i Simulink, Poradnik użytkownika. Helion 2004.

39

[44] Mućko J., Gientkowski Z.: The Voltage Source Inverter Applied as Reactive Power Source in Voltage Stabilization Circuit for the Asynchronous Generator. West-East Technology Bridge, International Conference and Exhibition on Power Electronics, Motion Control and Associated Applications PEMC'94", Warsaw, September 1994, pp. 1206-1209.

[45] Mućko J., Gientkowski Z.:Falownik napięcia jako źródło mocy biernej do stabilizacji napięcia prądnicy asynchronicznej. Gospodarka Paliwami i Energią, 8/95, str.13-14.

[46] NORMA D6000 Wide Band Power Analyser-System. LEM Instruments Katalog, Ausgabe 1998/99. [50] Płachtyna O., Cieślik S.: Układ regulacji napięcia prądnicy indukcyjnej w autonomicznej elektrowni

wodnej. V Sesja Naukowo-Techniczna Elektrownia Wodna w Systemie Elektroenergetycznym, Solina/Myczkowce, czerwiec 1998, s.159-165.

[52] Polska Norma PN-EN 50160 Parametry napięcia zasilającego w publicznych sieciach rozdzielczych. PKN październik 1998.

[53] Poradnik inżyniera, elektryka. WNT Warszawa, 1971. [54] Power Network Analyser TOPAS 1000, General Data. LEM Instruments Katalog, Ausgabe 2000/2001.[55] Puchała A.: Dynamika maszyn i układów elektromechanicznych. PWN Warszawa 1977. [57] Rojewski W., Sobierajski M.: Warunki pracy małej elektrowni wodnej z generatorem indukcyjnym w sieci

średniego napięcia, Wiadomości Elektrotechniczne 2004, nr 8, str.4-8. [60] Smith N. P. A.: Induction Generators for Stand-Alone Micro-Hydro-Systems. International Conference on

Power Electronics, Drives and Energy Systems for Industrial Growth, 1996, pp. 669-673. [61] Smith N. P. A.: Motors as Generators for Micro Hydro Power, ITDG Publishing, 2005. [62] Strzelecki R., Supronowicz H.: Współczynnik mocy w systemach zasilania prądu przemiennego i metody

jego poprawy. Oficyna Wydawnicza Politechniki Warszawskiej. Warszawa 2000. [63] Wajs K.: Elektrownie wodne i ich problemy ekologiczne. Wiadomości Elektrotechniczne 1/1997, s.16-18. [64] Wajs K.: Znaczenie elektrowni wodnych. Wiadomości Elektrotechniczne 9/1997, s.35-40. [69] Wiles A., Zedler M.: Sri Lanca Picohydro Series. Evaluation of current practice. Engineers without

borders UK, 2006. [70] Wiszniewski G.: Metody zapobiegania rozbieganiu się turbozespołów w małych elekrowniach wodnych ze

szczególnym uwzględnieniem wykorzystania pracy generatora na obwód wydzielony. Biuletyn Informacyjno-Techniczny TRMEW, Gdańsk, zeszyt I. Czerwiec 1994.

[71] Zalewski A., Cegieła R.: Matlab – obliczenia numeryczne i ich zastosowania. Wydawnictwo Nakom Poznań 2002.

[72] microhydro@yahoogroups.com, internetowa grupa dyskusyjna w portalu Yahoo.

40

Dorobek naukowy autora

Wykaz publikacji

[1] Mendrela E., Moch J., Paduch P.: Performance of Disc-Type Brushless DC Motor with single phase windings. Archives of Electrical Engineering, no 2/2001, pp.145-153

[2] Beniak R., Moch J., Siwiński J., Witkowski A., Wach P.: Laboratorium Energoelektroniki. Skrypt nr 180 i nr 216 Politechniki Opolskiej.

[3] Beniak R., Gardecki A., Hickiewicz J., Moch J., Wach P.: Maszyna indukcyjna w różnych stanach pracy jako generator w elektrowniach wodnych. Postępy w Elektrotechnice Stosowanej PES-4, Kościelisko, czerwiec 2003, t.1, s.287-294.

[4] Hickiewicz J., Kamiński M., Moch J.: Badania symulacyjne generatorów indukcyjnych. MiS-3, Kościelisko, czerwiec 2004, s.341-347.

[5] Hickiewicz J., Moch J.: Mała elektrownia wodna z generatorem indukcyjnym w autonomicznym trybie pracy. Postępy w Elektrotechnice Stosowanej PES-6, Kościelisko, czerwiec 2007r., s.261-264.

[6] Hickiewicz J., Moch J.: Pomiarowa ocena maszyny indukcyjnej pracującej jako generator w małej elektrowni wodnej. Wiadomości Elektrotechniczne 12/2005, s.14-16.

[7] Hickiewicz J., Moch J.: Pomiary stanów statycznych i dynamicznych generatorów indukcyjnych w małych elektrowniach wodnych. Postępy w Elektrotechnice Stosowanej PES-5, Kościelisko, czerwiec 2005, t.1, s.287-294.

[8] Hickiewicz J., Moch J.: Wyniki pomiarów maszyn indukcyjnych zastosowanych jako generatory w małych elektrowniach wodnych. International Symposium on Electrical Machines SME’2005.

[9] Beniak R., Gardecki A., Hickiewicz J., Moch J., Wach P.: Pomiary dynamiczne Przejścia generatora indukcyjnego na pracę wyspową. 39th International Symposium on Electrical Machines SME-2003, str. 87, Gdańsk-Jurata 9-11.06.2003. (pełny tekst na CD)

[10] Beniak R., Gardecki A., Hickiewicz J., Moch J., Skomudek W.: Analiza trendów czasowych wybranych parametrów jakości energii oraz przypadków szczególnych, niezależnych od zmiany parametrów zasilania. Wiadomości Elektrotechniczne nr 8, 2007, s.26 – 29.

[11] Beniak R., Gardecki A., Hickiewicz J., Moch J., Wach P.: Badania jakości energii elektrycznej na obiektach Zakładu Energetycznego Opole S.A. Praca naukowo-badawcza NB 52/00, dla Zakładu Energetycznego Opole S.A., 2000-2003 r.

[12] Beniak R., Moch J.: Practical aspects of power measurement of converter systems in 6kV network. CPE 2003 Gdańsk Oliwa.

[13] Beniak R., Gardecki A., Hickiewicz J.Kosiorek L.,,Kowalski Z., Moch J., Skomudek W., Wach P.: Analiza wyników badań jakości energii elektrycznej w wybranych punktach sieci elektroenergetycznej. Wiadomości Elektrotechniczne nr 44/2005, s.26-31.

[14] Hickiewicz J., Michalski S., Moch J., Wach P.: Model matematyczny systemu elektromechanicznego silnika indukcyjnego z elektromagnetycznym rozłącznikiem uzwojenia rozruchowego. Zeszyty Naukowe AGH, Elektryfikacja I Mechanizacja górnictwa i Hutnictwa, nr 705, Kraków 1978.

[15] Hickiewicz J., Michalski S., Moch J., Wach P.: Zagadnienie doboru rozłącznika fazy rozruchowej silnika jednofazowego. Zeszyty Problemowe BOBRME, Maszyny Elektryczne nr 30/79, s.31-34.

[16] Moch J., Chwałowski P.: Trójfazowy generator mocy o zmiennej częstotliwości i amplitudzie. Wiadomości Elektrotechniczne nr 3, 2006, s.7-8.

[17] Kujawa Z., Michalski S.,Moch J., Siwiński J.: Pomiary przemysłowe odkształconych napięć, prądów i mocy układów przekształtnikowych. Wiadomości Elektrotechniczne nr 7-8/1990, s.211-213.

[18] Dziura H., Hickiewicz J., Michalski S. ,Moch J.: Urządzenie do termosklejania uzwojeń maszyn elektrycznych. Wiadomości Elektrotechniczne nr 7-8/1990, s.205-206.

[19] Dziura H., Hickiewicz J., Michalski S. ,Moch J.: Badania laboratoryjne nagrzewania uzwojeń stojanów maszyn indukcyjnych w zautomatyzowanym procesie technologicznym impregnacji uzwojeń metodą kroplową. Mateiały Krajowej Konfrencji NT „Automatyzacja napędów elektrycznych i procesów przemysłowych”, Częstochowa 1980.

[20] Beniak R., Gardecki A., Hickiewicz J., Moch J., Skomudek W., Wach P.:Ocena wpływu wybranych grup

41

odbiorców na zmianę parametrów energii elektrycznej. [21] Mendrela E., Moch J., Paduch P.: Właściwości elektromechaniczne bezszczotkowego silnika tarczowego prądu

stałego. 36th International Symposium on Electrical Machines SME-2000. Szklarska Poręba 2000r, s.189-197.[22] Mendrela E., Moch J., Paduch P.: Tarczowy bezszczotkowy silnik prądu stałego z uzwojeniem

jednopasmowym. Wiadomości Elektrotechniczne nr 2/2000, s.71-74.[23] Beniak R., Matolicz K., Moch J.: Praktyczne aspekty pomiarów mocy w układach przekształtników w sieci

6 kV. Wiadomości Elektrotechniczne 2003, nr 1-2, s. 38-41 [24] Beniak R., Gardecki A., Hickiewicz J., Moch J., Wach P.: Statistical analysis of influence selected

recipients upon electrical network. International Conference EPQU’03. Kraków 2003.[25] Beniak R., Gardecki A., Hickiewicz J.Kosiorek L.,,Kowalski Z., Moch J., Wach P.: Wybrane zagadnienia

badania jakości energii elektrycznej w Zakładzie Energetycznym Opole S.A. Śląskie Wiadomości Elektryczne nr 4/2003, s.14-18.

[26] Beniak R., Gardecki A., Hickiewicz J., Moch J., Wach P., Skomudek W.:The influence of measuring equipment on the possibility of disturbances source identification. 8th International Conference Electrical Power Quality and Utilisation, september 2005 Cracow, pp.297-300.

27] Mendrela E., Moch J., Paduch P.: Torque for disc-type brushless DC motor with single phase winding. XII Międzynarodowe sympozjum Mikromaszyn i Serwomechanizmów MIS2000, Kamień Śląski, s.212-219.

Wykaz prac naukowo-badawczych, w których realizacji uczestniczył autor

Przykłady 1. Wdrożenie układu maszynowej przetwornicy częstotliwości w Stacji Prób Elektrowni Opole

(1991).2. Opracowanie układu do badań technologicznych procesu termosklejania uzwojeń stojanów

silników elektronarzędzi dla BOBRME Komel Katowice 1988.3. Opracowanie układu do radialnego zwojenia stojanów i termosklejania układów izolacyjnych,

wdrożenie technologii w zakładzie CELMA Goleszów 1989.4. Pomiary jakości energii w sieciach Zakładu Energetycznego Opole S.A., 2000-2003, praca

NB52/00.5. Wykonanie pomiarów jakości energii elektrycznej dla ZE Opole S.A. w latach 2004-2006, praca

NB43/04.6. Prace badawcze z zakresu pomiarów jakości energii elektrycznej w sieciach Koncernu

Energetycznego EnergiaPro Wrocław, 2007.7. Około 10 innych prac naukowo-badawczych, finansowanych przez przemysł lub budżet Państwa

w latach 1976-2007 .8. Opracowanie schematu i współudział w oprogramowaniu sterownika przemysłowej wagi

taśmociągowej, produkowanej przez ostatnie 15 lat przez ZAM w Kętach (działalność prywatna).

Nagrody i wyróżnienia

1. I nagroda PTETiS dla autorów technologii termosklejania układów izolacyjnych w 1993 r.2. II nagroda Wojewódzkiego Klubu Techniki i Racjonalizacji w konkursie o tytuł: Najlepszy

projekt wynalazczy 1984 r.3. III nagroda w Wojewódzkiego Turnieju Młodych Mistrzów Techniki w 1974r. za najlepszą pracę

techniczno-organizacyjną.4. Nagroda Zespołowa I stopnia Rektora Wyższej Szkoły Inżynierskiej w Opolu w 1987 r.5. Nagroda - wyróżnienie Rady Wojewódzkiej NOT za wybitne osiągnięcia w dziedzinie techniki w

roku 1985.6. Nagroda Rektora Wyższej Szkoły Inżynierskiej w Opolu za działalność naukowo-badawczą w

1987 r.7.Patenty, wynalazczość

Współautorstwo dwóch patentów, autorstwo 15 projektów racjonalizatorskich.

42