Analýza provozních stavů větrné elektrárny Analysis of Operation of Wind Turbines

VŠB – TECHNICKÁ UNIVERSITA OSTRAVA Fakulta elektrotechniky a informatiky Katedra elektrických strojů a přístrojů

Analýza provozních stavů větrné elektrárny Analysis of Operation of Wind Turbines

2010 Miroslav VESELÝ

ZADÁNÍ DIPLOMOVÉ PRÁCE

1) Základní specifikace synchronního generátoru s permanentními magnety

2) Popis systému řízení větrné elektrárny se synchronním generátorem s permanentními magnety v lokalitě VŠB-TUO 3) Studium připojitelnosti synchronního zdroje el.

energie k distribuční soustavě

4) Analýza provozních stavů větné elektrárny se synchronním generátorem s permanentními magnety v lokalitě VŠB-TUO

Vedoucí diplomové práce: Doc. Ing. Stanislav Mišák, Ph.D.

Datum zadání:

Datum odevzdání:

Prohlášení studenta

Prohlašuji, že jsem tuto diplomovou práci vypracoval samostatně. Uvedl jsem všechny literární prameny a publikace, ze kterých jsem čerpal.

V Ostravě dne 6. května 2010 ………...

Podpis studenta

Pod ě kování

Rád bych poděkoval všem, kteří mně nejen při psaní této práce podporovali, ale také během celého mého studia, vedoucímu práce Doc. Ing. Stanislavu Mišákovi, Ph.D. děkuji za možnost zabývat se oborem, který mě zajímá a za vedení v průběhu práce.

Abstrakt

Cílem této práce bylo nejprve popsat synchronní generátor buzený permanentními magnety.

Posoudit měřením nakrátko, naprázdno a při zapojení do odporu jeho vlastnosti. Také přezkoumání oteplení stroje, aby nehrozilo porušení izolace. Po přezkoumání vlastností generátoru bylo možné stanovit, jestli je generátor vhodný pro připojení do distribuční sítě a jestli splňuje požadavky dané normou. Poté bylo zapotřebí přezkoumat účinnosti jednotlivých sekcí od samotného generátoru do odporu až po připojení do sítě. Dalším bodem bylo přezkoumání kvality energie, zda splňuje limit 3 % zkreslení napěťového signálu. Při prvně použitém meziobvodu byla kvalita signálu nízká a nevhodná pro připojení k distribuční síti. Poté se použil ideální meziobvod, při použití tohoto obvodu se kvalita dostala na úroveň, která byla již vhodná pro připojení do sítě.

Klí č ová slova

Synchronní generátor s permanentními magnety, účinnost systému, autonomní síť, kvalita elektrické energie

Abstrakt

The aim of this study was first to describe the synchronous generator driven by permanent magnets. Measurements to assess short, short, and when connected to a resistance properties. Also review the warming machine, that there is a breach of isolation. After examining the properties of the generator to determine if the generator is suitable for connection to distribution networks, and if it satisfies the requirements of the standard. It was then necessary to examine the effectiveness of individual sections of the generator itself in opposition to connect to the network. The next item was review of power quality, meets the 3% limit signal distortion. In the first use of intermediate signal quality was poor and unsuitable for connection to the distribution network. Then use the ideal-link (WindyBoy), using this circuit, the quality has reached the level that was no longer suitable for connection to the network.

Keywords

Synchronous generator with permanent magnets, Efficiency Systém, network of autonomous, Power quality

Seznam n ě kterých použitých zna č ek a symbol ů

n (min^-1) otáčky rotoru synchronního stroje, obecně pro p-pólový alternátor nS1 (min^-1) otáčky vzniklého magnetického pole

ω (s^-1) úhlová rychlost p (-) počet pólů alternátoru

f1 (Hz) frekvence indukovaného napětí do statoru (kotvy) kV (-) vyjadřuje souhrnně činitele vinutí (konstanta) ϕ (Wb) magnetický tok v rozmezí jedné pólové rozteče N1 (-) počet závitů na cívce

U1 (V) svorkové napětí

XS (Ω) reaktance

Uind0 (V) indukovaným napětím naprázdno

Β (-) úhel mezi indukovaným napětím naprázdno a svorkovým napětím stroje I1 (A) proud alternátoru

Mg (Nm) moment generátoru Mm (Nm) moment motoru

P (W) výkon stroje

U (V) napětí

I (A) proud

cos φ (-) fázový úhel

A0 (Nm) chod naprázdno, otáčky odpovídají skluzu naprázdno

Amax (Nm) největší dosažitelný moment, který je motor schopen odevzdat Mmax (Nm) největší dosažitelný moment generátoru

AK (Nm) zastavení motoru, ze sítě odebírá tzv. zkratový proud

∆Pj1 (W) ztráty ve vinutí statoru

∆PFe (W) ztráty v magnetickém obvodu statoru

∆Pm (W) ztráty mechanické

Pp (W) elektricky výkon na svorkách alternátoru Um (A) budící magnetické napětí

Ikδ (A) ustálený zkratový proud

Ib (A) budící proud

Iµ (A) magnetizační proud

Ub (A) magnetické napětí

Uδ (A) buzení ve vzduchové mezeře

C1 (-) základní harmonická budícího napětí

Ui (V) indukované napětí

Ik (A) proud nakrátko

Us (A) výsledné magnetické napětí

NbFeB neodym železný-bór

B (T) remanentní magnetické indukce (zbytková)

H (A.m^-1) koercitivní síla (síla zabraňující změnám magnetizace materiálů) SGPM synchronního generátoru s permanentními magnety

PM permanentní magnet

R10-30 (Ω) odpor cívek vinutí proti nulovému bodu

Un (V) jmenovité napětí budícího vinutí

∆P (W) ztracený výkon přídavnými ztrátami

Pmech (W) mechanický výkon generátoru

Pf1-3 (W) elektrický činný výkon jednotlivých fází

∑

η (%) účinnost

Pel (W) elektrický činný výkon vstupní do meziobvodu Pmo (W) elektrický činný výkon meziobvodu

Psit1 (W) elektrický činný výkon vstupující z celého systému do sítě

∆θdov (^oC) dovolené oteplení celého systému

θdov (^oC) maximální dovolené oteplení celého systému υ∞ (^oC) ustálení oteplení

U1-3 (V) fázové napětí

I1-3 (A) fázový proud

THF (%) celkový činitel harmonických THD (%) celkové harmonické zkreslení Tvs (s) velmi krátký interval

Tsh (min) krátký interval TL (hod) dlouhý interval TD (hod) jednodenní interval TWK (den) jednotýdenní interval

PWM pulzně-šířková modulace

FET,IGBT,GT různé technologie používané při výrobě technologií pro PWM THD_I (%) celkové harmonické zkreslení pro fázový proud

THD_U (%) celkové harmonické zkreslení pro fázové napětí Plot XY program pro zjištění THD či FFT

LabviewFFT program pro určení FFT (fast furrier transform)

S/Sn (-) podíl zdánlivého výkonu k naměřenému výkonu pro určení procentuálního výkonového využití generátoru

PDS provozovatel distribuční sítě

HDO hromadného dálkového ovládání

∆uvn,110 (V) zvýšení napětí vyvolané provozem připojených výroben pro VN síť

∆unn (V) zvýšení napětí vyvolané provozem připojených výroben pro NN síť

∆unnstr (V) vypočtená střední hodnota ze všech měření pro unn

SkV (VA) zkratový výkon ve společném napájecím bodě

∑

Ψ_kV (-) fázový úhel zkratové impedance SAmax (VA) maximální zdánlivý výkon výrobny P1t (-) dlouhodobá míra flikru

Ivn (A) přípustný proud

Obsah

1 Úvod ... 1

2 Základní specifikace synchronního generátoru s permanentními magnety... 2

2.1 Konstrukční uspořádání ... 2

2.1.1 Princip činnosti synchronního stroje ... 3

2.1.2 Výkon a moment synchronního stroje s hladkým rotorem... 5

2.1.3 Charakteristika naprázdno ... 7

2.1.4 Charakteristika nakrátko... 8

2.2 Určení buzení pro danou zátěž ... 8

2.2.1 Kategorie budičů... 9

2.3 Generátor s permanentními magnety... 9

3 Popis systému řízení VE se synchronním generátorem s permanentními magnety v lokalitě VŠB-TUO... 13

3.1 Měření naprázdno ... 13

3.1.1 Naměřené hodnoty odporu vinutí ... 14

3.2 Měření nakrátko... 16

3.2.1 Naměřené hodnoty při měření nakrátko ... 17

3.3 Měření účinnosti systému... 18

3.4 Oteplení ... 21

3.5 Elektrodynamická brzda ... 23

3.5.1 Měření výkonu pomocí elektrodynamické brzdy... 24

4 Studie připojitelnosti synchronního zdroje s distribuční sítí ... 27

4.1 Přihlášení zařízení... 27

4.2 Výrobny v síti nn ... 34

5 Analýza provozních stavů větné elektrárny se synchronním generátorem s permanentními magnety ... 36

5.1 Autonomní síť se zátěží do odporu... 36

5.1.1 Příklad výpočtu účinnosti autonomní sítě se zátěží do odporu pro ot. 50(min^-1) 37 5.2 Autonomní síť se zátěží do meziobvodu ... 39

5.2.1 Příklad výpočtu účinnosti autonomní sítě se zátěží do usměrňovače pro otáčky 50 (min^-1) ... 40

5.3 Synchronní generátor s připojením k síti při otáčkách 120 (min^-1)... 42

5.4 Kvalita energie, elektromagnetické rušení ... 44

5.4.1 Druhy elektromagnetického rušení... 45

5.4.2 Harmonické v elektrických sítích ... 47

5.4.3 Měření a hodnocení harmonických ... 48

5.4.4 Zdroje harmonických... 48

5.4.5 Snižování úrovně harmonických ... 50

5.4.6 Filtry harmonických ... 51

5.5 Vyhodnocení THD_I a THD_U z měření synchronního generátoru s neoptimálně navrženým meziobvodem... 51

5.5.1 Vyhodnocení kvality energie při použití neoptimálního napěťového filtračního meziobvodu ... 51

5.5.2 Vyhodnocení kvality energie při použití optimálně navrženého napěťového meziobvodu ... 56

5.5.3 Srovnání THD u optimálně navrženého a neoptimálně navrženého napěťového meziobvodu ... 61

6 Závěr... 64

1 Úvod

Během posledních let se konstrukce větrných elektráren ustálila na klasickém řešení a to s horizontální osou rotace a obvykle třílistým rotorem, který nejlépe využívá energii větru. Listy mají letecký profil a pracuj na principu leteckého křídla. Větrné elektrárny používané v ČR lze rozdělit na dvě základní skupiny podle použitého generátoru a to elektrárny s výkonem do 1 kW používající stejnosměrný generátor a na elektrárny s výkonem nad 1 kW s asynchronním či synchronním generátorem. První zmíněné větrné elektrárny do výkonu 1 kW mohou pracovat samostatně a nepotřebují distribuční síť ke své funkci. Obvyklé napětí z nich produkované má hodnoty 12 nebo 24 V. Většinou se přes tyto generátory nabíjejí akumulátory. Druhý zmíněný generátor se hodí jako doplňkový zdroj, ale potřebuje ke své činnosti distribuční síť. Distribuční síť totiž drží generátor v synchronních otáčkách podle frekvence sítě. Tím, že síť udržuje tento generátor v synchronních otáčkách, odebírá ze sítě jalovou energii. Kdežto při použití synchronního generátoru nemusí být nutně připojena distribuční síť a generátor může také pracovat v ostrovním (autonomním) režimu a také dodávají do sítě jalovou energii. Jeden z rozdílů mezi těmito generátory je také v jejich ceně a s tím je spojená i doba návratnosti investice. Nemalé výdaje se také musí započítat do údržby generátoru. U asynchronního generátoru totiž dochází k opotřebování některých konstrukčních částí, předně kartáčů určených pro buzení stroje. Zatím co u synchronního generátoru mohou být použity k buzení permanentní magnety a tím nutnost údržby odpadá. Proto je vhodnější při použití na odlehlejších, méně dostupných místech.

Málokdo si umí představit vlastní průběh vývoje celého systému, než větrné elektrárny začnou produkovat elektrickou energii vhodnou pro další distribuci. Proto se postupně seznámíme s celým procesem vývoje tohoto systému. Z průběhu měření vlastního generátoru, zkoušením napěťových meziobvodů, které výstupní signál z generátorů filtrují od harmonických vyšších řádů a tím mu zlepšují kvalitu a snižují hodnotu THD, až po srovnání celkové účinnosti systému od vlastního synchronního generátoru po připojení k distribuční síti. Také si ukážeme postup schvalování systému, abychom mohly energii využívat při spojení s distribuční sítí.

2 Základní specifikace synchronního generátoru s permanentními magnety

Podle funkce rozdělujeme synchronní stroje na synchronní generátory, synchronní motory a synchronní kompenzátory. Vyrábí se ve velkém rozsahu výkonu od zlomků wattů přes stovky MW až po jednotky GW.

Nejčastěji se používají jako třífázové alternátory, které jsou téměř výhradním zdrojem výroby elektrické energie. Výkon těchto strojů je omezen materiálovou pevností samotného generátoru a možností přestavby na hraniční výkon 2000 MW. Alternátory, pracující v tepelných elektrárnách poháněné parními turbínami, se nazývají turboalternátory a jsou nejčastěji dvou nebo čtyř pólové. Pro vodní elektrárny jsou určeny hydroalternátory, jejichž otáčky jsou určeny typem turbíny a to od 68 do 500 ot.min^-1, jde o mnoha-pólové stroje.

Alternátory jsou zdrojem nejen činné, ale i jalové energie. Proto se někdy používají jako kompenzátory jalové energie v síti (odebírají činnou a dodávají jalovou energii). Výhody synchronních strojů jsou: konstantní otáčky, možnost regulace účiníku cos φ pomocí změny budícího proudu a dobrá celková účinnost. [1]

2.1 Konstruk č ní uspo ř ádání

Obvyklé uspořádání je takové, že na statoru je umístěno střídavé vinutí stejné jako

u asynchronního stroje. Magnetický obvod statoru je složen z plechů v jehož drážkách je uloženo vinutí. Na rotoru je pak umístěno budící vinutí napájené stejnosměrným proudem z tyristorového řízeného usměrňovače, u starších strojů z budiče (stejnosměrného generátoru) přes sběrací kroužky a kartáče. Podle provedení rotoru jsou pak dva základní typy synchronních strojů:

- s vyniklými póly - s hladkým rotorem

Obr. 2.1Konstrukční typy synchronních strojů a)s vyniklými póly, b)s hladkým rotorem [1]

Póly jsou zhotoveny buď z dynamoplechů nebo z masivní ocelolitiny a pouze nástavce z dynamoplechů. Stroje s hladkým rotorem mají rotor vykován z vhodné jakostní oceli. Některé speciální synchronní stroje mají odlišnou konstrukci. Například synchronní motory s permanentními

Rotor s budícím vinutím Stator s vinutím kotvy

a) b)

magnety mají místo klasického budícího vinutí na rotoru permanentní magnety, čímž odpadá potřeba zdroje budícího proudu jako například připojení k distribuční síti.

Podle způsobů chlazení můžeme synchronní stroje rozdělit na stroje chlazené vzduchem (s nuceným a nenuceným oběhem), vodíkem a vodou, případně jejich kombinacemi. Druh chlazení je volen podle velikosti stroje, velikosti ztrát a místa kde bude používán. [1]

2.1.1 Princip č innosti synchronního stroje

Statorové vinutí dvojpólového alternátoru tvoří tři cívky (fáze U,V,W) vzájemně prostorově natočené o 120º. Rotorovým vinutím prochází stejnosměrný proud, který vybudí stejnosměrné magnetické pole. Poháněcí stroj, např. turbína je otáčena takto nabuzeným rotorem konstantní rychlostí a do cívek statoru se tak indukuje stejnosměrným magnetickým polem rotoru napětí (to se otáčí s rotorem). Protože otáčením rotoru se mění velikost magnetického toku procházejícího plochami jednotlivých cívek statoru, je toto indukované napětí střídavé. Při sinusovém prostorovém průběhu magnetického toku procházejícího statorovými cívkami jsou indukovaná napětí v cívkách rovněž sinusová a v jednotlivých cívkách vzájemně časově posunutá o 120º. Při poloze rotoru podle Obr. 2.2 se do cívky U bude indukovat maximální napětí (plochou vymezenou cívkou U prochází v tomto okamžiku nulový magnetický tok rotoru). V cívkách V a W se indukují napětí o poloviční hodnotě a s opačným znaménkem. Při natočení rotoru o úhel 120º indukovaného napětí v cívce V, při natočení o dalších 120º bude maximální hodnota v cívce W. Časové průběhy indukovaných napětí v jednotlivých cívkách (fázích) statoru jsou taktéž vidět na Obr. 2.2. Jedna perioda střídavého indukovaného napětí odpovídá tedy otáčce rotoru dvojpólového alternátoru o 360º. [1]

Obr. 2.2 Princip činnosti alternátoru a průběh indukovaného napětí v cívkách kotvy[1]

Pro dvojpólový alternátor tedy platit vztah pro frekvenci indukovaného napětí:

π ω⋅T =2⋅ pak

T n

n 60

60

2⋅ ⋅ → =

= π

ω ^{tedy (Hz,min )}

60

1 1

1 1

= −

→

= n

T f

f (2.1)

Kde - n- otáčky rotoru synchronního stroje, - ω - úhlová rychlost

- f₁- frekvence indukovaného napětí do statoru (kotvy) U1

J S

U2

V1

V2 W1

W2

uU u_V uW

Odpovídá poloze rotoru π

2π

ωt(-) 0

u(V)

Obecně pro p-pólový alternátor:

1 60 p n

f = ⋅ (Hz,min^-1) (2.2)

Připojí-li se ke svorkám vinutí statoru (kotvy) trojfázová zátěž (tzn., že se alternátor zatíží), vinutím statoru bude procházet střídavý elektrický proud, jehož směr je dán Lenzovým zákonem (Indukovaný elektrický proud v uzavřeném obvodu má takový směr, že svým magnetickým polem působí proti změně magnetického indukčního toku, která je jeho příčinou). Tím, že vinutím statoru (kotvy) prochází střídavý trojfázový proud, vzniká stejně jako u asynchronního stroje točivé magnetické pole s otáčkami nS1, které má stejnou rychlost otáčení jako rotor a jeho magnetické pole.

Skluz stroje je tedy nulový. Proto se stroj nazývá synchronní.

, 60 0

, ₁ ^S1

S1

p n f s n

n = = = ⋅ ^{(min-1) (2.3)}

Kde - nS1- otáčky vzniklého magnetického pole - n – otáčky rotoru synchronního stroje - p – počet pólů alternátor

Pro efektivní hodnotu indukovaného napětí jedné fáze statoru pro nezatížený stroj platí stejný vztah jako u asynchronních strojů, protože vinutí statoru je stejné.

Uind = 4,44 · kV · f 1· φ ^{· N1 (V) (2.4)}

Kde - k_V- vyjadřuje souhrnně činitele vinutí (konstanta) - f₁- kmitočet

- φ - magnetický tok v rozmezí jedné pólové rozteče - N₁- počet závitů na cívce

Při zatíženém alternátoru je na svorkách vinutí statoru svorkové napětí U1. Odpor vinutí statoru se zanedbá, protože u většiny strojů platí, že je mnohem menší než reaktance XS. Budící obvod na rotoru stroje není v náhradním schématu uvažován, protože je napájen ze zdroje stejnosměrného napětí nezávislém na obvodu statoru. Úhel β ve fázorovém diagramu je úhel mezi indukovaným napětím naprázdno Uind a svorkovým napětím stroje U1 a je to tzv. zátěžný úhel, který určuje velikost zatížení synchronního stroje, protože jeho velikost se mění v závislosti na velikosti zatížení stroje (elektrického u alternátoru a mechanického u motoru). V případě nezatíženého alternátoru (tj. při chodu naprázdno) je zátěžný úhel nulový β = 0º. Při β = 90º je výkon vyráběný alternátorem nejvyšší.

[1]

Obr. 2.3 Zjednodušené náhradní schéma a fázorový diagram alternátoru s hladkým rotorem [1]

2.1.2 Výkon a moment synchronního stroje s hladkým rotorem

Z principu činnosti synchronního stroje vyplývá, že může pracovat pouze při synchronních otáčkách. To znamená, že při vzrůstajícím zatížení se moment stroje zvyšuje až do určité maximální hodnoty. Vlivem synchronizačních sil, vznikajících vzájemným působením pole rotoru a statoru, se bude rotor stroje otáčet stále stejnou synchronní rychlostí. Po překročení maximální hodnoty momentu stroje (tj. při překročení určitého zatížení), synchronizační síly již nebudou schopny udržet rotor v synchronním chodu. Stroj své synchronní otáčky ztrácí a vypadne ze synchronizmu. Tento stav je pro stroj nebezpečný, protože vznikají proudové rázy ve vinutí a mechanické rázy na hřídeli.

Obr. 2.4 Momentová lineární charakteristika synchronního stroje teoretická [1]

Při práci generátoru se sítí platí, že činný výkon generátoru můžeme měnit pouze změnou točivého momentu hnaného zařízení. Při zvětšení momentu se rotor zrychlí a úhel β se zvětší na takovou hodnotu, při které se vytváří nová rovnováha mezi momentem pohonného zařízení a točivým momentem generátoru. Jestliže zůstane budící proud konstantní, změní se současně s činným výkonem i jalový výkon. Jalový výkon regulujeme změnou budícího proudu. Pro jednoduchost zanedbáme všechny ztráty ve stroji, pak je činný výkon stroje P přímo roven jeho příkonu:

ϕ cos

3 _{1 1}

p =P= ⋅U ⋅I ⋅

P (W) (2.5)

Kde - P - výkon stroje - U - napětí - I - proud

- cos φ - fázový úhel

Mg

Mm

n_S1

motor generátor

n (min^-1) M

(Nm)

I1 Uind

U_ind U₁

I₁(A)

U₁(V)

β φ φ Xs I1

Xs

Po dosazení za výkon je moment stroje roven :

S1

55 ,

9 n

M = ⋅ P (Nm) (2.6)

Kde - M – moment stroje - P – výkon stroje

- nS1- otáčky vzniklého magnetického pole

Pro maximální moment stroje platí: (odvozené z fázorového diagramu a po dosazení do rovnice pro moment)

Pro 2

β =π

S S1

ind0 1 m

55 3 ,

9 n X

U M U

M ⋅

⋅

⋅ ⋅

=

= (Nm) (2.7)

Obr. 2.5 Momentová charakteristika synchronního stroje [2]

• A0 – chod naprázdno, otáčky odpovídají skluzu naprázdno

• Amax – největší dosažitelný moment, který je motor schopen odevzdat

• Mmax – největší dosažitelný moment generátoru

• Ak – zastavení motoru, ze sítě odebírá tzv. zkratový proud

Ze vztahu pro moment a Obr. 2.5 vyplývá podstatný rozdíl mezi momentem synchronního stroje a asynchronního stroje. Zatímco u asynchronního stroje je moment závislý na rychlosti, tj. na skluzu, tak moment synchronního stroje při synchronní rychlosti je závislý na zátěžném úhlu β. Stroj bude pracovat ve stabilním chodu při zátěžovém intervalu úhlu:

, 2 2

π

β

π

generátor

brzda motor

Mzáběrný

A_k

M_max generátoru A0

M(Nm)

β(-) Amax motoru

To je mez statické stability. Při překročení meze stability vypadává synchronní stroj ze synchronismu. Při odvození vztahu pro moment synchronního stroje jsou ztráty ve stroji zanedbány.

Výkonová bilance je pro synchronní stroj následující:

PP

P

P=∆ + ^{(W) (2.9)}

Kde - Pp- elektricky výkon na svorkách alternátoru

Ztráty ve vinutí rotoru se neuvažují, protože jsou hrazeny ze stejnosměrného zdroje, ztráty v magnetickém obvodu rotoru jsou rovny nule. Obdobně jako výkonová bilance pro motor:

P P P P

PP =∆ jl+∆ Fe +∆ m + (W) (2.10)

Kde - ∆Pj1- ztráty ve vinutí statoru

- ∆P_Fe - ztráty v magnetickém obvodu statoru - ∆P_m - ztráty mechanické

Tok výkonu je opačný něž u alternátoru, tj. ze zdroje elektrické energie do pracovního mechanismu poháněného motorem. [1]

2.1.3 Charakteristika naprázdno

Charakteristika naprázdno synchronního stroje je závislost svorkového napětí Us na budícím proudu Ib nebo budícím magnetickém napětí Um při proudu statoru I1 = 0 a při jmenovitých otáčkách rotoru n. Tato charakteristika vyjadřuje magnetické vlastnosti stroje. Jestliže tuto charakteristiku zjišťujeme měřením, pak to je závislost statorového napětí na budícím proudu. Charakteristika naprázdno pak je střední čára ze dvou, při které jednu dostaneme, když buzení zvyšujeme a druhou, když buzení snižujeme. Při výpočtu se charakteristika naprázdno udává jako závislost sdruženého napětí na budícím magnetickém napětí při zanedbání stoupající a klesající větve. [3]

Obr. 2.6 Naměřená charakteristika naprázdno a idealizovaná charakteristika se kterou počítáme u synchronního stroje

Ib(A) E₁₀

(V)

0 100

U_r Ub Um(A) Ur

U

Magnetizační křivky

Charakteristika naprázdno

us(%)

2.1.4 Charakteristika nakrátko

Charakteristika nakrátko je závislost statorového proudu Is na budícím proudu Ib při jmenovitých otáčkách rotoru n a při spojení statorového vinutí nakrátko. Opět to může být i závislost budícího proudu Ib na budícím magnetickém napětí Um. Pokud neuvažujeme rozptyl a ohmický odpor vinutí statoru, vytvořené silné reakční pole působí proti poli magnetů. Tím je výsledné pole ve vzduchové mezeře malé, takže chod nakrátko probíhá v nesyceném stavu, a proto i průběh charakteristiky nakrátko je lineární. Tedy základní harmonická budícího napětí Cl. a Ub jsou rovna základní harmonické reakčního magnetického napětí Ur .

Ustálený zkratový proud Ikδ pro buzení vzduchové mezery Uδ při plném napětí Ufn nazýváme proudem nakrátko nesyceného synchronního stroje. Proud nakrátko Ik se však udává pro budící magnetické napětí Ub odpovídající jmenovitému napětí syceného stroje při chodu naprázdno. Tuto charakteristiku sestrojíme tak, že vypočítáme Ur a dále vypočítáme Us a pro In dostaneme bod jímž proložíme přímku. Poté, když zakreslíme charakteristiku naprázdno Uδ a Ub dostaneme Ik a Ikδ .[3]

Obr. 2.7Charakteristika nakrátko synchronního stroje

2.2 Ur č ení buzení pro danou zát ě ž

Budící systém je zařízení dodávající proud do stroje, zahrnuje všechny regulační a řídící prvky, včetně zařízení pro odbuzení nebo potlačení buzení, ale také ochrany. Budící vinutí je zpravidla umístěno na rotoru, musí být napájeno stejnosměrným proudem z řízeného zdroje tohoto proudu.

Budící soustavy jsou nezávislé nebo závislé. O nezávislé budící soustavě hovoříme tehdy, jestliže zdroj budící energie není bezprostředně závislý na stavu sítě, ke které je připojen buzený synchronní motor. Zdrojem zde je stejnosměrné dynamo – budič, které je umístěný obvykle na hřídeli buzeného stroje.

Závislá budící soustava je tehdy, jestliže zdroj budící energie je střídavá síť, ke které je buzený synchronní stroj připojen, případně i jiná síť a buzení je tedy závislé na stavu těchto sítí – za pochopitelného předpokladu usměrnění přiváděného proudu. Podstatné je rozdělení na klasické a současné budící systémy. Rychlá budící soustava je taková, jejíž odezva napětí je T0 < 0,1s, klasická mají 1,5 s. Budící soustava synchronního stroje je tedy nejenom zdrojem budícího proudu v synchronním chodu, ale plní ještě další funkce, které jsou nutné pro správnou činnost stroje.

Uδ Ub U(A) Uδ

U_b

I_k Ik

Ikδ

100%

U_i I_k (V) (A)

Budící soustavy se liší:

- typem zdroje budícího proudu

- způsobem přenosu budícího výkonu od zdroje k budícímu vinutí - způsobem řízení velikosti budícího proudu

2.2.1 Kategorie budi čů

- točivý budič – točivý stroj, který odebírá mechanickou energii z hřídele

- stejnosměrný budič – točivý budič, používající pro dodávání stejnosměrného proudu komutátoru a kartáče

- střídavý budič – točivý budič používaný pro dodávání stejnosměrného proudu - statický budič – odebírá z jednoho nebo více statických zdrojů

2.3 Generátor s permanentními magnety

Generátor s permanentními magnety je schopný udržet magnetické pole bez jakéhokoli cizího buzení. První komerční verze se objevila na začátku osmdesátých let. Vývoj vysoko energetických chemických prvků NbFeB (neodym železný-bór) pro permanentní magnety, urychlil vývoj moderních permanentních magnetů, vhodných pro synchronní generátory. Energetický výkon je přes 400 kJ·m^-1 a můžou dosahovat remanentní (zbytkové) magnetické indukce až 1,4 T. Moderní materiály, používané jako permanentní magnety, mají na začátku demagnetizace remanentní magnetickou indukci B jako přímku do koercitivní síly H (síla zabraňující změnám magnetizace materiálů). Maximální energetický výkon je přímo úměrný k hodnotám permanentního magnetu B a H. Větší energetický výkon a méně materiálu pro permanentní magnet je podmínka, abychom mohli vyrobit menší, ale stejně výkonný generátor. Maximální energetický výkon stroje není obvykle při návrhu samotného generátoru využitý, protože magnetický obvod elektrického stroje je navržen takovým způsobem, že pracovní bod permanentního magnetu je v maximální energetické hodnotě magnetu.

Obr. 2.8 Konstrukční typy synchronních strojů s permanentními magnety a)s vnitřními permanentními magnety , b)s povrchově montovanými permanentními magnety

Teoreticky může permanentní magnet produkovat remanentní magnetickou indukci uvnitř sám sebe. A to za předpokladu, že jsou jeho konce magnetu zkratované s materiálem nulového odporu.

Remanentní magnetická indukce B permanentního magnetu ovlivňuje elektromotorickou sílu produkovanou generátorem. Permanentní magnety mají velkou remanentní magnetickou indukci, aby

Stator s vinutím kotvy

a) b)

Rotor s permanentními

magnety

redukovaly požadovanou aktuální sílu magnetu. To umožňuje vysokou hustotu magnetického toku ve vzduchové mezeře a vysoký točivý moment. Koercitivní síla H definuje vlastnosti permanentního magnetu, což je důležité pro toleranci demagnetizace. Stálá demagnetizace nastává, jestliže externí intenzita odmagnetování magnetického pole dosahuje skutečnou koercitivní sílu intenzity magnetického pole H. Deshpande (2003) představil podrobný historický vývoj permanentních magnetů. Příklady vývoje energetického výkonu materiálů pro permanentní magnety jsou popsány v Tab. 2.1. [4]

Tab. 2.1Vývoj výkonu a druhů materiálů pro permanentní magnety [4]

Rok Energetický výkon (kJ·m^-3)

Shrnutí

1966 143 Dr. Karl J. Strnat objevuje vysoko-energetický výkon sloučeniny Samarium -Kobaltu (Sm Co). (U.S. Patentovaný 4063971, 1966)

1972 239 Dr. Karl J. Strnat a Dr. Alden Ray vyvinuli vyšší energetický výkon sloučeniny Samarium Cobalt (Sm Co).

1983 279

General Motors, Sumitomo a čínská akademie přírodních věd, vyvinuli vysoko-energetický výkon Neodymium - Železa - Boru (NdFeB) , (U.S.

Patent 4601875, 1986). 290 kJ·m^-3

1993 308

Izostatické zpracování bylo vyvinuto, včetně aparátu k tomu, aby se mohla realizovat tato technologie (Sagawa et. al. 1993). 308 kJ·m^-3

2000 400

Kaneko (2000) vymyslel vysoko energetické permanentní magnety v laboratorních podmínkách. 444 kJ·m^-3,a začal hromadnou výrobu z 400 kJ·m^-3 NFeB magnety.

2001 409

Tokoro et al. (2001) studoval proces mokrého lisování prášků. Následkem toho, Nd - Fe – B magnety s 409 kJ·m^-3 díky tomu získal dotaci pro hromadnou výrobou.

2007 415 NFeB sloučenina, jméno permanentního magnetu je BM 53 (Bakkermagnetics 2007).

5336,96 6075,79 6387,41 7779,15

0 1000 2000 3000 4000 5000 6000 7000 8000

SmCo 24 SmCo 28 NbFe 30 NbFe 38

Typ magnetu (-)

Výkon permanentníh magnetů (W)

Obr. 2.9 Výstupní činný výkon v generátorovém režimu pro různé typy magnetů tak, jak šel jejich vývoj [5]

V typickém třífázovém synchronním stroji nese rotor magnetizační vinutí a stator nese navinutou kotvu. V generátoru s permanentními magnety je stejnosměrný rotor nahrazen permanentními magnety, který nabudí magnetizační vinutí. Magnetizační vinutí či permanentní magnety jsou použité proto, aby produkovaly magnetický tok ve vzduchové mezeře. Když je buzen rotor, točí se stroj naprázdno a napětí je indukováno ve statorovém vinutí. Zatížený stator také vytváří vlastní spřažený proud a ve vzduchové mezeře vlastní indukci.

Rotor a statorové pole se snaží dosáhnout synchronního chodu, kdy se elektromagnety nebo permanentní magnety točí se stejnou rychlostí jako statorové pole. Synchronní generátory jsou primární převodníky energie energetických soustav. Účiník synchronního stroje je řízený změnou stejnosměrného proudu v magnetickém poli budiče. V generátorech s permanentními magnety má stálé buzení a postrádá jakékoli kontrolní možnosti či regulace. Ovládání stálého buzení z permanentního magnetu je v zásadě možné jen mechanickými prostředky. V magnetickém toku stroje je vzájemná poloha rotoru a statoru dána, ale dá se přizpůsobit. Zatímco v axiálních strojích se dá změnit velikost vzduchové mezery, tak u oboustranných axiálních strojů je možnost změnit úhel dvou statorů zapojených do série. Mechanické prostředky ovládající buzení permanentního magnetu jsou dosti nepraktické a drahé. Řešení a aplikace toho druhu jsou proto nepoužitelné v praxi.

Nepatrné a nevhodné změny buzení permanentními magnety vychází z teplotní závislosti permanentních magnetů. Podmínky uložení také ovlivní napětí na svorkách synchronního generátoru s permanentními magnety. Proto jsou synchronní generátory často připojeny přes frekvenční měniče (napěťové meziobvody), jako lineární zdroje napětí. Tradiční cize buzený synchronní generátor je nahrazen pečlivě navrženým, přímo na síť neovládaným synchronním generátorem. Pravděpodobně najdou tyto stroje značné uplatnění na trhu, zvláště v oblasti distribuční elektrické energie u malých elektráren. Typicky by mohly být použity u větrných elektráren, vodních turbín a spalovacích motorů.

Také jsou používány jako rezervní generátorové výkonové systémy. V distribuční výrobní soustavě může napěťový obousměrný tok a komplikované chování jalového výkonu způsobit problémy, pokud jsou řídicí systémy nevhodně navrženy. Obecně poskytuje technologie permanentního magnetu několik výhod nad konvenčním řešení. Cize buzený synchronní stroj produkuje dodatečné ztráty v budicím vinutí, které buzení synchronní stroje negeneruje. Dodatečná energie není potřebná ve strojích buzených permanentními magnety a proto je dosaženo vyšší efektivnosti, tudíž i vyššího výkonu. Příkon přes magnetické pole permanentního magnetu je závislý na teplotě. V malém cize buzeném stroji je síla potřebná pro rotorové buzení až 5 % hodnoty jalového výkonu generátoru. Dokonce u velkých tradičních synchronních generátorů je síla potřebná pro rotorové buzení 0.5 – 2 % jmenovitého výkonu.

Synchronní generátory jsou často řízené a nepřímo připojené k síti přes výkonové frekvenční měniče. V mnoha aplikacích výroby elektrické energie není potřebný výkonový frekvenční měnič v kombinaci se synchronním generátorem a může být nahrazen levnějším a jednodušším systémem. S tím se setkáváme jen u synchronních generátorů s permanentními magnety s tlumícím vinutím. Tímto bychom mohli dosáhnout úspory prakticky 2 – 3 % efektivity stroje, vyplývající z nepřítomnosti frekvenčního měniče. Dále, pokud není chlazení rotoru dostatečné, může nastat stálá demagnetizace magnetů. Demagnetizace je daleko snadnější, jestli-že roste teplota samotných permanentních magnetů, což je dobře vidět na Obr. 2.10. [4]

Obr. 2.10 Ukázka demagnetizace permanentního magnetu na stoupající teplotě [4]

Navzdory relativně vysoké elektrické vodivosti permanentních magnetů z NdFeB, je jejich tepelná vodivost nízká a to v řádech 9 W·km^-1. Pro srovnání, tepelná vodivost je asi 5 krát větší u běžných ocelových materiálů, 9 krát větší pro železo a 25 krát větší pro hliník. Ztráty v permanentních magnetech jsou srovnatelné se ztrátami v magnetizačním vinutí a to i u správně navrženého generátoru. Ztráty v permanentním magnetu neovlivní ve skutečnosti účinnost generátoru. Proto jsou použity u generátorů menšího nebo vyššího výstupního výkonu. Jsou dosaženy bez potřeby zvětšení velikosti samotného generátoru a cizí buzení není potřebné. Neobsahují žádné díly,které by se mohly opotřebit a co by požadovaly intenzivnější údržbu. Tyto generátory totiž neobsahují součásti jako jsou například sběrací kroužky nebo kartáče, které se časem opotřebují. A díky tomu mají vysokou spolehlivost a nízkou údržbu. Zvláště tyto parametry jsou důležité pro generátory, které jsou umístěné ve vzdálených nebo izolovaných oblastech, kde by jejich oprava byla problematická.

Bohužel to sebou nese i vysoké investiční náklady. Díky vysokým cenám za použité materiály, z kterých se vyrábějí permanentní magnety. Cena těchto magnetů má v poslední době rostoucí tendenci, jelikož se zdražují materiály, ze kterých jsou vyráběny. Cena Lanthanidu používaných v NdFeB magnetech vzrostla. Cena Neodymu a Dysprosiumu se v roce 2007 zvýšila ve srovnání s jeho cenou v roce 2003 - 2004 a to o čtvrtinu, protože Čína, která je hlavní dodavatel vzácných nerostných surovin, začala omezovat vývoz těchto surovin. Globální poptávka po vzácných nerostných surovinách rychle roste. V budoucnu se očekává velké poptávka po těchto surovinách, protože se očekává příchod hybridních elektrických vozidlových aplikací. Respektive použití těchto materiálu v bateriích těchto vozidel.

Jeden pól magnetu se může skládat z několika permanentních magnetů s jednosměrnou magnetizací. Výrobní tolerance materiálů pro permanentní magnety je také výzvou pro vývojáře synchronních generátoru s permanentními magnety. Dva magnety s identickými rozměry totiž mohou mít různé magnetické vlastnosti, dokonce i když jsou od stejného výrobce. Ohlášené výrobní tolerance pro remanentní tj. zbytkovou hustotu toku v NdFeB magnetech je asi 5 % . [4]

-H (kA·m^-1)

20^o 60o

80^o 100^o 120^o 150^o

20 15 10 5

B(T) 1,0

0,8 0,6 0.4 0,2 0

3 Popis systému ř ízení VE se synchronním generátorem s permanentními magnety v lokalit ě VŠB-TUO

Při použití synchronního generátoru s permanentními magnety se někdy použit napěťový meziobvod, který má za úkol filtrovat harmonické a zlepšit tak výslednou kvalitu signálu snížením hodnoty THD, což je celkové harmonické zkreslení signálu. Abychom mohli tento systém dobře navrhnou, bylo zapotřebí znát dobře vlastnosti samotného synchronního generátoru. Proto bylo potřeba změřit jeho základní parametry a zkontrolovat, jestli byl správně navržen a výkon permanentních magnetů bude dostačující pro buzení tohoto stroje. Základní parametry synchronního generátoru tedy jsou:

• jmenovitý výkon PN = 12 kW

• jmenovité sdružené napětí USN = 560 V

• jmenovitý proud IN = 13,6 A

• jmenovitý moment MN = 780 Nm

• jmenovité otáčky nN = 180 ot.min^-1

Obr. 3.1 Synchronní generátor s permanentními magnety

3.1 M ěř ení naprázdno

Rozumíme tím ustálený chod bez zatížení. Při zkoušení synchronních strojů naprázdno se dává přednost chodu jako generátoru. Motorický chod volíme jen u malých a středních alternátorů, a také pokud není vhodný hnací motor, ale přiměřený střídavý zdroj. Charakteristiku naprázdno, tj.

magnetizační křivku, měříme po pečlivé montáži a mechanickému spojení měřeného synchronního generátoru a pomocného hnacího stroje. Poté jsou zapojeny měřící přístroje a zdroj. Vinutí statoru je obvykle při zkoušce zapojeno do hvězdy s vyvedeným nulovým bodem (může ale také být zapojeno do trojúhelníku bez nulového bodu).

Rychlost zkoušeného generátoru je měřena přesným otáčkoměrem a frekvence je měřena ručičkovým kmitoměrem případně osciloskopem, který je přesnější než klasické jazýčkové měřící přístroje. Před měřením ztrát se nechal stroj zabírat tak dlouho, až se mechanické ztráty ustálily. Při měření charakteristik a ztrát naprázdno byl postupně zvyšován budící proud Ib, aby byly jednodušší poměry při výpočtu ztrát. Kdyby během měření vznikl v rotoru závit nakrátko, projevilo by se to náhlým skokem měřené charakteristiky.

Přesnost měření závisí na přesnosti použitých měřících přístrojů. Plynulost křivky závisí na frekvenci f a rychlosti otáčení stroje n (pokud by to byl cize buzený stroj sledovalo by se ještě stálost budícího proudu Ib). Určení ztrát záviselo kromě stavu zaběhnutí ložisek, také na teplotě mazacího oleje. Neměli bychom opomenout ani způsob větrání a chlazení samotného stroje, které bylo provedeno nenuceným oběhem vzduchu.

3.1.1 Nam ěř ené hodnoty odporu vinutí

Hodnoty odporu vinutí závisí na teplotě a způsobu chodu generátoru. Odpor byl prve měřen jen pro samotné vinutí jednotlivých fází proti nulovému bodu, značené jako R10 – R30 a poté vždy dvojice vinutí v těchto kombinacích: R12, R23 a R31. První měření probíhalo za studena, kdy měl generátor teplotu 10,3 ^oC a další dvě měření za tepla. Jednou při chodu naprázdno při teplotě 30,4 ^oC a podruhé při zatíženém generátoru do odporu (elektrodynamická brzda), kdy teplota generátoru dosáhla hodnoty 56 ^oC.

Tab. 3.1Naměřené hodnoty pro stavy za tepla a za studena při chodu naprázdno a nakrátko

Teplota 10,3 °C 30,4 °C 56 °C

Stav za studena za tepla při chodu naprázdno za tepla při zatížení do odporu

R10 (Ω) 3,72 4,09 4,62

R20 (Ω) 3,72 4,09 4,62

R30 (Ω) 3,71 4,08 4,62

Stav za studena za tepla při chodu naprázdno za tepla při zatížení do odporu

R12 (Ω) 7,42 8,14 *

R23 (Ω) 7,4 8,12 *

R31 (Ω) 7,41 8,12 *

Druhým bodem byla zkouška napětím. Zkušební napětí bylo přikládalo po dobu 10 minut postupně mezi závity, mezi cívky, pokud to přichází v úvahu a mezi všechny cívky a kostru.

Doporučuje se, aby do zkušebního obvodu byly zařazeny ochrany přepětí, aby se vyloučily náhodné vysokonapěťové rázy.

Měření izolačního stavu bylo provedeno mezi vinutím jednotlivých fází a kostrou generátoru.

Zkouška se prováděla při napětí 500 V a hodnoty vycházely v megaohmech, což dokázalo, že byla izolace dostatečné.

Tab. 3.2 Naměřené hodnoty při měření izolačního stavu Měření izolačního stavu při 500 V

R1,kostra(MΩ) 14000 R2,kostra(MΩ) 20000 R3,kostra(MΩ) 25000

100 150 200 250 300 350 400 450 500 550

25 50 75 100 125 150 175 200 225

Otáčky (min^-1)

Fázové napětí (V)

U1 U2 U3 Trend pro fázová napětí U1-3

Obr. 3.2 Charakteristika naprázdno synchronního stroje s permanentními magnety

Třetím bodem, který probíhal průběžně mezi jednotlivými měřeními, bylo samotné měření naprázdno. Důležité bylo sledovat hodnoty napětí na jednotlivých fázích U1, U2 a U3 v závislosti na otáčkách stroje n. Předpoklad byla lineárně rostoucí charakteristika a stejné hodnoty všech měřených napětí. Naměřené hodnoty byly vyneseny do grafu na Obr. 3.2.

Pro toto měření byl generátor zapojen podle schématu na Obr. 3.3 a postupně byly zvyšovány otáčky komutátoru až na hodnotu 220 otáček za min^-1. Při tomto zvyšování otáček byly sledovány hodnoty napětí na jednotlivých fázích. Jak je patrné z Obr. 3.2, charakteristika nezačíná z nuly. To je způsobeno remanentní magnetizací z permanentních magnetů. Napětí na jednotlivých fázích se pohybovalo od Ustr = 117,1 V až po hodnotu 499,4 V. Tato hodnota je brána z aritmetického průměru všech fázových napětí. Jmenovité otáčky tohoto stroje byly stanoveny na hodnotě nN = 180 ot.min^-1. Při těchto otáčkách byla jednotlivá napětí na jednotlivých fázích následující:

U1 = 416,8 V;U2 = 416,2 V a U3 = 420,7 V.

Dále byla zkontrolována jmenovitá hodnota sdruženého napětí USN. Podle základních parametrů by tato hodnota měla být USN = 560 V. Výsledná hodnota ale vyšla USN = 590 V. Toto zvýšení mohlo mít příčinu ve větším odporu vinutí nebo v působení magnetického pole permanentních magnetů (jejich remanentní silou).

V 590 9 , 417 4142 , 1 2 _f

SN = ⋅U = ⋅ =

U (3.1)

Obr. 3.3 Schéma zapojení pro měření synchronního generátoru naprázdno [11]

Obr. 3.4 Ukázka zapojení generátoru na komutátorový motor při měření naprázdno a nakrátko

3.2 M ěř ení nakrátko

Pro ustálený souměrný chod nakrátko synchronního stroje s rotorem s hladkými nebo vyniklými póly, zanedbáváme vliv odporu vinutí statoru. Fyzikálně to znamená, že pomyslné napětí Uib (indukované ve statoru magnetickým polem rotoru, vybuzené proudem Ib) vyvolá ustálený proud nakrátko vinutím statoru. Je ale omezena synchronní reaktancí.Jelikož podstatná část magnetického toku se v chodu nakrátko uzavírá rozptylovými cestami, indukují se v částech stroje vířivé proudy. To způsobuje přídavné ztráty ∆Pb. Oproti těmto ztrátám jsou ztráty v železe ∆PFe zanedbatelné a výsledný magnetický tok malý. Při samotném provedení zkoušky, se měří charakteristika nakrátko u všech fází proudů Ik1-3, při daných otáčkách stroje n. Postup měření je obvykle takový, že měřený generátor je hnán stejnosměrným cejchovaným motorem nebo dynamometrem. V každé fázi vinutí statoru generátoru je zapojen střídavý ampérmetr či měřící transformátor proudu.

3f G Voltmetrový

přepínač V L₁

L₂

L3

N

3;~;50 Hz;3x230/400 V Komutátorový motor

Napájení do statoru

~ n

Regulace otáček

n = 1000 ot.min^-1

3f Synchronní generátor P = 12 kW

Měření naprázdno

Z jejich údajů bereme střední aritmetické hodnoty fází jednotlivých proudů Ik1-3. Při měření nakrátko by měl být generátor dobře mechanicky zaběhnut tak, aby byl mechanický výkon konstantní a také ztráty závislé na rychlosti otáčení generátoru byly konstantní. Měření začínalo s největším proudem, aby se poté teplota během měření měnila co možná nejméně. Tato teplota by se měla kontrolovat buďto měřením odporu vinutí nebo pomocí tepelných sond.

3.2.1 Nam ěř ené hodnoty p ř i m ěř ení nakrátko

U tohoto měření, stejně jako u měření na prázdno, jsou známy hodnoty otáček stroje n a v závislosti na nich sledovány hodnoty proudů na jednotlivých fázích Ik1-3. Při symetrickém zdroji by se tyto hodnoty od sebe při různých otáčkách neměly měnit. Naměřené hodnoty byly vyneseny do grafu na Obr. 3.5.

2,0 4,0 6,0 8,0 10,0 12,0 14,0 16,0 18,0

15 20 25 30 35 40 45 50

Otáčky generátoru (m in ^-1)

Fázový proud (A)

I1 I2 I3

Obr. 3.5 Výsledná charakteristika synchronního generátoru z měření nakrátko

Jak je z grafu patrné, generátor není čistě symetrický. Hodnoty fázových napětí se od sebe lišily. Od 20 otáček generátoru byly výsledné hodnoty lineárně rostoucí. Při nižších otáčkách byla patrná remanentní síla permanentních magnetů. Všechny odečtené hodnoty byly určeny jako TRMS (skutečná efektivní hodnota) hodnoty z časových průběhů získaných pomocí osciloskopického zapisovače YOKOGAVA.

Obr. 3.6 Schéma zapojení pro měření synchronního generátoru nakrátko [11]

Toto schéma by se také dalo dobře použít pro měření synchronního generátoru s cizím buzením. Jedinou změnou by bylo přidání zapojení cizího buzení u vlastního generátoru napájeného z distribuční sítě, tak by se také dal použít přesnější cizí zdroj buzení. Tímto zdrojem by se dalo dobře ovlivňovat buzení generátoru a tím spojené i parametry vlastního generátoru.

3.3 M ěř ení ú č innosti systému

Pro účinnost byly srovnávány jednotlivé výkony signálu při různých přeměnách. Při tomto měření byl synchronní generátor zapojen do sítě přes napěťový filtrační meziobvod. Tento obvod má za účel filtrovat výchozí třífázový signál z generátoru od harmonických vyšších řádů a snížit tak hodnotu celkového harmonického zkreslení THD. Tento meziobvod, byl nesprávně zvolený a nevyhovoval požadavkům tohoto generátoru. Aby bylo možné docílit filtrování při maximálním výkonu generátoru, bylo zapotřebí přetížit paralelní kondenzátor.

Obr. 3.7 Ukázka přeměny výkonu mezi jednotlivými sekcemi celého systému

~ ~ ~

=

= Pp

P1 P₂ P3

=

=

~

~

L1

L2

L₃ PEN Komutátorový motor

Napájení do statoru

~ n

Regulace otáček

n = 1000 ot/min

3;~;50 Hz;3x230/400 V

3f G

A A A

3. fáze 2. fáze 1. fáze

3f Synchronní generátor P = 12 kW

Měření nakrátko

TN-C 400 V

1) Přeměna větrné energie na mechanický výkon

První výpočet ukazuje vlastní přeměnu větrné energie simulované cejchovaným dynamem na mechanický výkon generátoru. Sledovány byly hodnoty momentu M a otáček generátoru n. Celý tento výpočet byl uskutečněn pro otáčky generátoru 130 ot.min^-1, protože se nepodařilo dosáhnout jmenovité otáčky generátoru nN = 180 ot.min^-1.

11000 549

, 9

130 808 549 ,

mech = 9M ⋅n = ⋅ =

P (W) (3.2)

2) Přeměna mechanické energie na elektrický výkon, ztráty v synchronním generátoru

Druhý výpočet ukazuje přeměnu mechanického výkonu na výkon elektrický v jednotlivých fázích synchronního generátoru. Při sečtení těchto výkonů zjistíme, jak velký výkon byl ztracen touto přeměnou energie.

f1 f1

f1

f1 =U ⋅I ⋅cos

ϕ

P a P_f2 =U_f2⋅I_f2 ⋅cos

ϕ

ϕ

, 2039 701

, 0 0 , 15 0 , 194 cos _f1

f1 f1

f1 =^U ⋅^I ⋅

ϕ

P (W) (3.4)

2047 702

, 0 0 , 15 4 , 194 cos _f2

f2 f2

f2 =^U ⋅^I ⋅

ϕ

P (W) (3.5)

7 , 2063 7023

, 0 0 , 15 9 , 195 cos _f3

f3 f3

f3 =^U ⋅^I ⋅

ϕ

P (W) (3.6)

6 , 6150 7

, 2063 2047

9 ,

f3 2039

f2 f1

el = + + = + + =

∑

% 9 , 55 )

( 9 , 6150 _

% 100 )

(

11000 _el

mech = ^W →

η

η

P (3.8)

Z tohoto výpočtu vyplývá, že účinnost přeměny mechanické energie na elektrický výkon byla η = 55,9 %. U cize buzeného generátoru by se ještě odečetlo od této hodnoty 5 %, které by vznikly díky tomuto cizímu buzení. Hodnota 5 % je orientační a může se lišit stroj od stroje.

3) Dalším článkem v řetězci byl nevhodný napěťový meziobvod. Tento článek nejprve přeměnil třífázový střídavý signál na stejnosměrný jednofázový signál a zpětně jej přeměnil zpět na třífázový.

Pro účinnost byl posuzován vstupní výkon Pel z výstupním výkonem napěťového meziobvodu Pmo. 7700

22

mo 350

mo

mo =U ⋅I = ⋅ =

P (W) (3.9)

% 2 , 125 W

7700 _

% 100 W

9 ,

6150 _mo

el = →

η

η

P (3.10)

Výsledný výkon na konci napěťového meziobvodu byl 7700 W. Bylo to způsobeno dodáním jalové energie do stávajícího signálu (rekuperace energie v určitých otáčkách generátoru) přímo z distribuční sítě a to způsobilo zvýšení výkonu.

4) Posledním článkem v tomto řetězci bylo samotné připojení do sítě.

Tento článek přeměnil stejnosměrný jednofázový signál zpětně na třífázový s tím, že měl tento signál zbavit harmonických.

9 , 2039 6214

, 0 6 , 13 8 , 240 cos _f1

f1 f1

sit1 =^U ⋅^I ⋅

ϕ

P (W) (3.11)

6 ,

f3 6087

f2

síť = f1 + + =

∑

% 1 , 79 W

6 , 6087 _

% 100 W

7700 _síť

mo = →

η

η

P (3.13)

Konečný výkon, který byl distribuován do sítě byl 6087,6 W což je η = 79,1 % účinnost koncového napěťového meziobvodu.

5) Závěrečným bodem, bylo posouzení celkové účinnosti od mechanické energie až po přijmou dodávku elektrické energie do sítě.

% 34 , 55 )

W ( 6 , 6087 _

% 100 )

W (

11000 _síť

mech = →

η

η

P (3.14)

Celkovou účinnost systému do jisté míry zvyšovala kvalita použitého napěťového meziobvodu, který částečně bral jalový výkon ze sítě. Největší ztráty vznikaly při přechodu mechanické energie Pmech na elektrický výkon Pel.

Tab. 3.3 Porovnání celkové účinnosti při hodnotách mechanického výkonu Pmech (W) a výkonu, který šel do sítě Psíť (W)

Otáčky generátoru

n (ot.mn^-1) 40 80 100 111 120 130 140 150

Pmech (W) 796,3 4565,9 7414,4 8753,0 9877,5 11000,1 12286,1 12928,1 Psíť (W) 577,4 3032,2 5458,5 5184,5 5676,7 6087,6 6753,1 6700,5 Celková účinnost η

(%) 72,0 66,4 73,6 59,2 57,5 55,3 55 51,8

0,0 2000,0 4000,0 6000,0 8000,0 10000,0 12000,0 14000,0

40 60 80 100 120 140 160

Otáčky generátoru (ot.min^-1)

Úroveň výkonů (W)

0,0 10,0 20,0 30,0 40,0 50,0 60,0 70,0 80,0

Celková účinnost systému (%)

Pmech Psíť Celková účinnost systému

Obr. 3.8 Ukázka průběhu jednotlivých výkonu a účinnosti celého systému v závislosti na otáčkách generátoru

Jak je patrné, při zvyšujících se otáčkách celková účinnost systému klesá a zvětšuje se rozdíl mezi mechanickým výkonem Pmech a výkonem do sítě Psíť. Tento rozdíl je dán zvětšujícími se ztrátami jak v generátoru vířivými proudy, tak ztrátami v celém systému.

3.4 Oteplení

U synchronních strojů nesmí měřitelné oteplení překročit hodnoty izolačních systémů strojů uvedené v vybrané normy viz Tab. 3.4, kde ∆θdov je dovolené oteplení a θdov maximální dovolené.

Tab. 3.4 Ukázka z vybrané normy pro dovolené oteplení součástí stroje Třída izolace ∆θdov(K) θdov(^oC)

A 60 100

E 75 115

B 80 120

F 100 140

H 125 165

Oteplení vinutí u malých a středních strojů zjišťujeme nejčastěji rychlým změřením přírůstku odporu ihned po zastavení stroje. U velkých strojů se měří oteplení pomocí sond, vhodně rozdělených po obvodu a uložených podél drážek v místech pravděpodobně nejteplejších. Používají se sondy odporové nebo termoelektrické. Střední oteplení vinutí rotoru v provozu se měří přístroji na principu ohmmetru, proměnlivý odpor kartáčů na sběracích kroužcích musí být vyloučen, jejich odpor se při nepatrných proudech časem nemění. Úsporné či náhradní metody pro zjištění oteplení bývají vhodné u velkých synchronních strojů, které nelze výkonově zatížit. Bývá třeba přitom dobře zvážit, jaká byla dodržena celková velikost ztrát, zvláště přídavných, a jejich rozložení ve stroji.

Dále bylo uvedeno několik typů náhradních zkoušek :

a) Náhradní oteplovací zkouška při otáčkách n, kmitočtu f v chodu naprázdno při napětí U, nakrátko při proudu In a v nenabuzeném stavu při rychlosti n. Oteplení vinutí statoru je dáno součtem oteplení od oteplení železa, vinutí a odečtením oteplení okolí. Oteplení vinutí rotoru se zjišťuje při budícím proudu Ib (pro P, f ,U ,cos φ) a to při snížené rychlosti na 0,9 n;

předpoklad je, že oteplení bude stejné při rychlosti n a 0,9 n.

b) Náhradní oteplovací zkouška při cos φ = 0. Někdy se otepluje při plném proudu statoru, ale při sníženém napětí, aby nebyl překročen jmenovitý proud rotoru.

c) U menších strojů hledáme závislost oteplení stroje na ztrátách ve vinutí; ze dvou až tří oteplovacích zkoušek určujeme krajní zatížení.

d) Tepelné parametry lze zjistit z průběhu oteplení jak je patrné z Obr. 3.9. Převládající složka má časovou konstantu a platí pro skokovou změnu ztrát např. v budícím vinutí

Obr. 3.9 a) Průběh teploty budícího vinutí po náhlém nabuzení, b) po náhlém vzrůstu ztrát následkem zkratu na statoru (υ∞ - ustálení oteplení) [11]

υ (°C)

t (s) 0

υ_∞

t (s) υ

(°C) υ_∞

0 a) b)