Содержание к диссертации
Введение
ГЛАВА 1. Состояние разработок и вопросы совершенствования технико-экономических показателей и технологии изготовления управляемых дугогасящих реакторов магнитно-вентильного типа .
1.1. Основные типы дугогасящих устройств 10
1.2. Дугогасящие, управляемые подмагничиванием реакторы магнитно-вентильного типа. Принцип действия, электрическая схема, конструкция 13
1.3. Возможности улучшения технико-экономических показателей и технологичности управляемых дугогасящих реакторов магнитно-вентильного типа 25
ГЛАВА 2. Основные технические решения, реализованные в электромагнитной части управляемых реакторов серии руом .
2.1. Совмещенная бронестержневая магнитная система. Обоснование применения. Достоинства и недостатки. 27
2.2. Формирование участков уменьшенного поперечного сечения стержня 34
2.3. Выбор расположения ответвлений регулировочных витков, сигнальной и рабочей обмоток и направления магнитных потоков в стержнях магнитопровода 38
2.4. Выводы 44
ГЛАВА 3. Вопросы оптимального проектирования управляемых дугогасящих реакторов магнитно-вентильного типа .
3.1. Постановка задачи оптимального проектирования. Критерии оптимизации з
3.2. Оптимизация стержневой зоны реактора 48
3.2.1. Минимизация уровня нелинейных искажений тока реактора путем формирования участков стержня с уменьшенными поперечными сечениями 49
3.2.2. Метод оптимизации параметров стержневой зоны управляемого реактора с насыщением неограниченного числа рабочих участков 61
3.2.3. Определение оптимального числа рабочих участ - ков стержня и оптимального соотношения их па раметров 67
3.3. Оптимизация активной части реактора.
3.3.1. Метод определения оптимального соотношения геометрических размеров реактора 78
3.3.2. Определение геометрических размеров реакторов серии РУОМ 81
3.3.3. Сравнение массогабаритных показателей реакторов с двухстержневой бронестержневой и совмещенной бронестержневой магнитной системой... 87
3.4. Выводы 89
ГЛАВА 4. Вопросы математического моделирования управляемых дугогасящих реакторов магнитно-вентильного типа .
4.1. Получение исходных данных и определение параметров схемы замещения магнитной цепи реактора 90
4.2. Определение расчетной индукции насыщения электротехнической стали при аппроксимации ее кривой намагничивания гиперболической функцией
4.3. Выводы
ГЛАВА 5. Практическое применение результатов исследований при проектировании управляемых подмагничиванием дугогасящих реакторов серии руом мощностью 190, 300, 480, 840, 1520 ква для электрических сетей 6, 10 кВ .
5.1. Основные технические данные 111
5.2. Описание конструкции 114
5.3. Сравнительная оценка массогабаритных показателей реакторов серии РУОМ с дугогасящими реакторами других типов 121
Заключение 125
Литература 127
- Дугогасящие, управляемые подмагничиванием реакторы магнитно-вентильного типа. Принцип действия, электрическая схема, конструкция
- Выбор расположения ответвлений регулировочных витков, сигнальной и рабочей обмоток и направления магнитных потоков в стержнях магнитопровода
- Определение оптимального числа рабочих участ - ков стержня и оптимального соотношения их па раметров
- Определение расчетной индукции насыщения электротехнической стали при аппроксимации ее кривой намагничивания гиперболической функцией
Дугогасящие, управляемые подмагничиванием реакторы магнитно-вентильного типа. Принцип действия, электрическая схема, конструкция
Кроме реакторов с вышеназванными способами регулирования, существует целый класс тиристорно-реакторных устройств, в которых регулирование тока осуществляется за счет последовательного включения с нерегулируемым реактором тиристорных ключей [59, 65, 66, 73, 75, 76]. Проведенный в [11, 39, 40, 43, 52] подробный анализ технико-экономических показателей реакторных устройств различного класса показал, что в большинстве случаев наиболее конкурентоспособными дугогасящими реакторами являются реакторы магнитно-вентильного типа.
В распределительных электрических сетях 6-35 кВ России и стран СНГ в настоящее время широко распространены дугогасящие реакторы типа РЗДСОМ, ЗРОМ (примерно 80 %). Регулирование тока в них осуществляется ступенчато, за счет изменения числа витков переключением отпаек в их обмотках. Такой принцип регулирования не позволяет производить точную настройку реактора на режим компенсации, что является их существенным недостатком. В реакторах плунжерного типа РЗДПОМ регулирование тока происходит плавно за счет изменения немагнитного зазора в сердечнике магни-топровода. Надежность таких реакторов ниже, чем у РЗДСОМ и ЗРОМ, т.к. они обладают ограниченным ресурсом по количеству возможных изменений индуктивности. В основном, это связано с наличием подвижных механических частей. В процессе эксплуатации такие реакторы требуют проведения частых профилактических работ. Кроме того, для обеспечения точной компенсации они должны иметь точную настройку с емкостью сети, а при этом резко повышается вероятность резонансных перенапряжений в нейтрали.
Дугогасящие реакторы с продольным и поперечным подмагничива-нием не получили широкого распространения из-за повышенного расхода материалов, значительного искажения формы тока высшими гармониками и длительного переходного процесса выхода на требуемый режим компенсации [39]. В электрических сетях до настоящего времени были установлены только отдельные опытные образцы.
Устранение перечисленных недостатков управляемых подмагничи-ванием реакторов стало возможным благодаря разработанным в начале 80-х годов реакторам магнитно-вентильного типа [3]. В них значительно улучшена форма потребляемого тока, увеличено быстродействие и несколько снижен расход материалов по сравнению с обычными подмагни-чиваемыми реакторами.
Первым разработанным дугогасящим реактором магнитно-вентильного типа был реактор РЗДУОМ - 400/10. Без применения дополнительных мер по подавлению высших гармоник в этом реакторе удалось добиться величины тока искажений менее 5 % по отношению к номинальному току. Особенность конструкции реактора также позволила получить быстродействие вплоть до одного периода частоты сети [25].
Опытный образец реактора магнитно-вентильного типа по своим техническим характеристикам значительно превосходил реактор той же мощности с продольно-поперечным подмагничиванием, но их массогаба-ритные показатели находились примерно на одном уровне.
Итогом данной работы является разработка и внедрение в серийное производство дугогасящих реакторов магнитно-вентильного типа серии РУОМ. Принятием специальных мер удалось добиться значительного улучшения массогабаритных показателей, которые стали даже лучше, чем у плунжерных реакторов [5-7]. Сравнительная оценка массогабаритных показателей реакторов серии РУОМ с дугогасящими реакторами других типов проведена в пятой главе.
Широкое применение в электрических сетях дугогасящих реакторов магнитно-вентильного типа позволит увеличить надежность и качество электроснабжения, снизить аварийность и увеличить срок службы электротехнического оборудования.
Опыт эксплуатации показывает, что в большинстве электрических сетей СНГ 10 кВ при изменении конфигурации сети в рабочем порядке, диапазон изменения емкостных токов составляет от 10 - 25 А на небольших или недавно сданных в эксплуатацию подстанциях до 150 - 200 А на крупных городских подстанциях с разветвленными сетями. Как правило, в сетях емкостной ток не опускается ниже своего минимального (ненулевого) значения (при минимальной суммарной длине кабелей) и не поднимается выше своей максимальной величины (при максимальной суммарной длине кабелей).
Исходя из этого, можно поступать следующим образом.
1. Нижняя граница интервала изменения емкостного тока компенсируется нерегулируемым (базовым) реактором, в качестве которого можно использовать РЗДСОМ или РЗДПОМ, а переменная величина, обусловленная изменением конфигурации сети — управляемым реактором, который включается параллельно базовому. Максимальный ток управляемого реактора, при этом, должен быть не меньше диапазона изменения емкостного тока.
2. Весь емкостной ток компенсируется управляемым подмагничива-нием реактором магнитно-вентильного типа соответствующей мощности.
И в первом и во втором случае есть свои достоинства и недостатки. К главным недостаткам в первом случае можно отнести возможность возникновения резонансных перенапряжений в нейтрали из-за наличия резонансного контура базовый реактор - емкость сети, который будет иметь резонансную настройку на частоте соизмеримой с промышленной. Во втором случае из-за того, что реактор магнитно-вентильного типа не имеет воздушных зазоров в магнитной цепи, вероятность резонансных перенапряжений резко снижается.
Для выбора того или иного варианта в каждом конкретном случае требуется учитывать индивидуальные особенности подстанций.
Минимальная мощность реактора серии определяется минимальным диапазоном изменения емкостных токов. Для сетей 10 кВ минимальный диапазон изменения емкостного тока составляет 10 - 25 А, что с 20 % запасом соответствует мощности реактора 190 кВА. Для максимального емкостного тока 150 - 200 А мощность реактора составляет 1520 кВА. Промежуточные мощности реакторов серии можно определить, исходя из того, чтобы обеспечить максимальную взаимозаменяемость с реакторами РЗДПОМ, с которыми реакторы РУОМ имеют практически одинаковые массогабаритные показатели и, следовательно, одинаковые установочные размеры. В диапазоне от 190 до 1520 кВА реакторы РЗДПОМ имеют мощности 300, 480 и 840 кВА. Для того, чтобы с минимальными затратами производить замену морально и физически устаревших реакторов плунжерного типа, для реакторов серии РУОМ принята шкала мощностей как у плунжерных реакторов: 190, 300, 480, 840 и 1520 кВА. 1.2. Дугогасящие, управляемые подмагничиванием реакторы магнитно-вентильного типа. Принцип действия, электрическая схема, конструкция.
В основу создания дугогасящих управляемых подмагничиванием реакторов магнитно-вентильного типа положены три следующих принципа [25].
1. Применение совмещенной обмотки переменно-постоянного тока. Это техническое решение позволяет сократить расход материалов на обмотку по сравнению с управляемыми реакторами, имеющими раздельные обмотки.
2. Принцип самоподмагничивания. (т.е. для создания постоянного потока подмагничивания в магнитопроводе не требуется внешнего источника постоянного тока, как в управляемых реакторах других типов).
3. Использование многоступенчатого насыщения стержневой зоны магнитной цепи. Т.е. вебер-амперная характеристика реактора (ВАХ - зависимость тока реактора от потокосцепления его обмоток I=f(4J) формируется с помощью нескольких участков уменьшенного поперечного сечения стержня. Это необходимо для снижения уровня нелинейных искажений тока с одновременным уменьшением потока подмагничивания в номинальном режиме.
Принцип действия и основные режимы электромагнитных состояний управляемого реактора магнитно-вентильного типа рассмотрим с помощью расчетной схемы, приведенной на рис. 1.1.
На двух стержнях 1, 2 замкнутого магнитопровода расположена секционированная обмотка с отпайками регулировочных витков л1ф. Ярма магнитопровода 3, 4 остаются практически ненасыщенными во всех режимах работы реактора. К отпайкам регулировочных витков О/, О2 и средним точкам С], С2 подключены тиристоры Ти Т2 таким образом, что в проводящем состоянии они шунтируют регулировочные витки лЖф фазной обмотки \ф. К средним точкам С], С2 подключен также диод Д, предназначенный для разгрузки тиристоров по току.
Выбор расположения ответвлений регулировочных витков, сигнальной и рабочей обмоток и направления магнитных потоков в стержнях магнитопровода
Реакторы типа РЗДУОМ отвечают техническим требованиям, предъявляемым к дугогасящим реакторам [46, 47]. В то же время они имеют более высокие массогабаритные показатели по сравнению с широко распространенными реакторами плунжерного типа. Это связано, прежде всего, со спецификой режимов работы и особенностями конструкции реакторов магнитно-вентильного типа.
Для увеличения конкурентоспособности реакторов магнитно-вентильного типа необходимо найти такие технические решения, которые могли бы способствовать сокращению расхода материалов на активную часть при сохранении технических характеристик реактора.
Уменьшению себестоимости изделия будет способствовать также упрощение его технологии изготовления. При массовом производстве за счет этого можно достичь значительного экономического эффекта.
Наиболее эффективно на снижение массогабаритных показателей и упрощения технологии изготовления будет влиять принятие следующих мер: - сокращение расхода материала на ярма за счет уменьшения потока подмагничивания Ф0 в номинальном режиме; - уменьшение длины или ликвидация вообще участков стержня реактора, ненасыщаемых во всем диапазоне регулирования. При отсутствии ненасыщаемых участков сокращение расхода активных материалов обеспечится за счет большей индукции в максимальном сечении стержня; - применение совмещенной бронестержневой магнитной системы. При уменьшении высоты каждого из стержней это решение позволит увеличить общую высоту магнитопровода. Это необходимо для получения максимальной площади поверхности теплосъема активной части; - уменьшение высоты стержней позволит увеличить жесткость магнитной системы и отказаться от бандажировки стержней и боковых ярем; - применение нового порядка шихтовки магнитопровода. Это позволит упростить технологию изготовления магнитопровода за счет уменьшения типоразмеров пластин на каждом этапе шихтовки. - рациональный и обоснованный выбор числа и соотношений участков уменьшенного сечения стержня позволит минимизировать ток искажений и поток подмагничивания в диапазоне регулирования;
- оптимальный выбор расположения сигнальной обмотки и ответвлений регулировочных витков обмотки позволит обеспечить более равномерное распределение напряжения по сечению обмотки. Тем самым повысится надежность работы реактора. Наиболее удобным методом анализа нелинейных свойств дугогася-щих реакторов магнитно-вентильного типа является предложенный в [25] анализ с помощью следующих показателей:
Не изученным остается вопрос определения оптимального числа участков уменьшенного сечения и соотношений между ними.
Следует ожидать, что детальное исследование влияния параметров стержневой зоны на уровень нелинейных искажений потребляемого тока позволит получить рекомендации к проектированию и исполнению активных частей реакторов с повышенными технико-экономическими показателями. Совмещенная бронестержневая магнитная система. Обоснование применения. Достоинства и недостатки.
Основной причиной, повлиявшей на применение в реакторах серии РУОМ совмещенной бронестержневой магнитной системы, стала возможность сокращения расхода материалов на активную часть за счет уменьшения или ликвидации вообще ненасыщаемой части стержня.
В реакторах с двухстержневой бронестержневой магнитной системой для достижения заданной степени насыщения магнитной цепи в номинальном режиме насыщение стержня по всей высоте возможно, начиная только с мощности порядка единиц MB А [25]. В управляемых реакторах сравнительно небольших мощностей заданная степень насыщения достигается за счет формирования участков стержня с уменьшенным поперечным сечением ограниченной длины. Причем длина этих участков заведомо меньше высоты стержня.
На рис.2.1. показаны магнитные системы с двухступенчатой конструкцией рабочих участков стержневой зоны. Третья ступень Scm на рис.2.1.а) является нерабочей и в установившихся режимах работы реактора не насыщается, т.е. не создает «полезной м.д.с.» во всем его диапазоне регулирования.
Первый рабочий участок имеет длину /7= // и соответствующее ей магнитное сопротивление RMoi, сечение стали равно S]. Второй рабочий участок имеет длину 12 и соответствующее ей магнитное сопротивление RM02, сечение стали равно S2. Третий участок не является рабочим и имеет длину 13 и соответствующее ей магнитное сопротивление RMo3 сечение стали равно полному сечению стержня 5з= Scm.
При насыщении первого участка (Фт+Фо Фзі) образуется первая ступень насыщения длиной // = // с магнитным сопротивлением RM] = R i и потоком насыщения Фз1 (линия 1-2 рис.2.2.). При насыщенном первом участке и насыщении второго рабочего участка {Фт+Фо 52) образуется вторая ступень насыщения длиной 12= // + h с магнитным сопротивлением К-& = RMOI + Крої и потоком насыщения Фз2 (линия 2-3 рис.2.2.). Магнитное сопротивление Rncm Ruoi + RuQi + R/юз соответствует насыщенному состоя Конструкция двухстержневого бронестержневого а) и совмещенного бронестержневого б) магнитопроводов с их стержневыми зонами, состоящими из двух рабочих участков. 1, 2, 3, 5 - соответственно верхнее, нижнее, боковые и средние ярма; 4 - стержни. Рис.2.2. Графики потоков и м.д.с. в стержневой зоне с двумя рабочими участками.
Индуктивность реактора, обусловленная величиной воздушного зазора 1ст, получила название остаточной индуктивности Loctn. Удобнее пользоваться понятием относительной остаточной индуктивности:
Пока мгновенное значение потока не превышает потока насыщения стержня (Фт+Фо Ф5Ст) (кривая 5 рис.2.2.), соответствующая м.д.с. имеет расчетную форму (кривая 7). Как только поток фт+Ф0 хотя бы не намного начинает превышать Фзст (кривая 6 рис.2.2.), в м.д.с. помимо более интенсивного нарастания первой начинает резко увеличиваться содержание высших гармоник (особенно третьей). Другими словами, остаточная индуктивность в такой магнитной системе невелика (как правило, не более 30% от номинальной). И насыщение стержня по всей его длине в нормальных режимах работы реакторов небольшой мощности ведет к недопустимому превышению тока искажений.
Уменьшение высоты стержня до требуемой величины остаточной индуктивности в этой магнитной системе нежелательно, т.к. это приведет к росту расхода материалов на активную часть и уменьшению высоты активной части. Происходит это из-за того, что соотношения геометрических размеров «уходят» от оптимальных, т.е. таких соотношений, при которых целевая функция имеет минимум [54, 56]. Кроме того, уменьшение высоты активной части с одновременным увеличением ее ширины негативно сказывается на ее охлаждении.
По-другому обстоят дела в магнитной системе по рис.2.1.6. При насыщении стержня по всей высоте магнитное сопротивление равно сопротивлению второго участка RMcm- R , за счет чего обеспечивается высокая остаточная индуктивность. Это в конечном итоге приводит к тому, что при подмагничивании резкого увеличения высших гармоник м.д.с. не происходит во всем рабочем диапазоне регулирования мощности. Поэтому в такой магнитной системе появляется возможность насыщения стержня по всей высоте определенную часть периода. Время насыщенного состояния всего стержня определяется углом насыщения последнего рабочего участка.
Как уже говорилось выше, необходимым условием насыщения стержня по всей высоте является наличие высокой остаточной индуктивности. Причем значение этой индуктивности должно быть обеспечено при оптимальном соотношении геометрических размеров активной части реактора.
Определение оптимального числа рабочих участ - ков стержня и оптимального соотношения их па раметров
Одним из основных условий надежной работы реакторов является электрическая прочность их обмоток. Важную роль при этом играет правильный выбор размеров главной, витковой и межслоевой изоляции [36 -38]. Для дугогасящих реакторов магнитно-вентильного типа не менее важную роль играет рациональное распределение напряженностей электрического поля по поперечному сечению секционированной обмотки. Например, если в спроектированном реакторе имеются напряженные в электрическом отношении масляные каналы, на заводе-изготовителе он может успешно пройти высоковольтные испытания, а в процессе его эксплуатации вследствие ухудшения качества масла может наступить пробой этого изоляционного промежутка. Поэтому, для увеличения надежности необходимо применять такую конструкцию обмоток, где напряженные в электрическом отношении каналы отсутствуют.
На рис.2.4 представлены возможные варианты расположения ответвлений регулировочных витков относительно рабочей обмотки. При наружном расположении отпайки О] рис.2.4 в) обеспечивается удобство её вывода к зажимам преобразователя. Но при этом в масляном канале 2 при нормальном режиме работы напряженность электрического поля равна половине номинальной, что при ухудшении качества масла чревато пробоем этого промежутка.
При расположении отпайки О і между секциями обмотки рис.2.4 б), хотя и создается некоторое неудобство намотки катушек из-за отвода отпайки через канал, зато напряженность в этом канале не выше напряженности одного слоя. При таком исполнении резко снижается зависимость надежной работы реактора от качества масла.
Особенностью включения дугогасящих реакторов в сеть является заземление одного из его высоковольтных вводов. Чтобы разгрузить и 1-й масляный канал, необходимо начала обмоток, лежащие ближе к стержню (Ні), выводить на заземляемый ввод X(рис.2.4 а).
Таким образом, в варианте по рис. 2.4 б) нет ни одного напряженного в электрическом отношении масляного изоляционного канала. Поэтому именно этот вариант расположения регулировочных витков и нашел применение в реакторах серии РУОМ.
Основное назначение сигнальной обмотки в дугогасящих реакторах традиционного исполнения - это подача сигнала на щит управления о наличии в электрической сети однофазного замыкания на землю. Дугогася-щие реакторы серии РУОМ являются частью системы автоматической компенсации емкостных токов замыкания на землю в электрических сетях с изолированной нейтралью. Главная часть этого комплекса состоит из управляемого дугогасящего реактора и электронной системы управления. / / / /
Варианты расположения регулировочных витков относительно рабочей обмотки. Для обеспечения нормальной работы этого комплекса необходимо непрерывно отслеживать изменение емкости сети и, в зависимости от её величины, выдавать такие управляющие импульсы на тиристоры преобразователя реактора, чтобы при замыкании на землю ток реактора был равен емкостному току, и происходила его максимальная компенсация в месте замыкания.
Наиболее целесообразно производить измерение ёмкости сети с помощью сигнальной обмотки самого реактора, т.к. при этом отпадает необходимость в использовании дополнительного измерительного трансформатора [7, 17]. Для максимального использования мощности сканируемого сигнала и уменьшения габарита системы управления необходимо, чтобы напряжение короткого замыкания (сопротивление короткого замыкания) сигнальной обмотки UKCO было как можно меньше, обеспечивая наилучшее прохождение сигнала в сеть. С другой стороны, сигнальная обмотка должна быть динамически устойчива при коротком замыкании на её вводах.
Сопротивление реактора (реактивную составляющую) со стороны сигнальной обмотки при закороченной рабочей обмотке можно найти с помощью следующего выражения [77]:
При внутреннем расположении, согласно 2.11 из-за меньшего значения величины di2 при прочих равных условиях обеспечивается наименьшее значение UK, но при коротком замыкании на вводах сигнальной обмотки могут возникнуть значительные динамические усилия.
При наружном расположении сигнальной обмотки динамические усилия будут меньше, т.к. из-за большего значения величины d!2 UKCO будет больше. На практике динамическую устойчивость легче обеспечить, если сигнальная обмотка имеет внутреннее расположение, т.к. при этом она наматывается на бакелитовый цилиндр, который имеет высокую прочность, а поверх неё наматывается рабочая обмотка, обеспечивая надежную фиксацию сигнальной обмотки. Варианты расположения сигнальной обмотки. Поэтому именно внутренний вариант расположения сигнальной обмотки взят за основу в реакторах серии РУОМ.
Являясь устройством, работа которого основана на принципе магнитного усиления, реактор магнитно-вентильного типа имеет два независимых контура для замыкания переменного и постоянного магнитного потока. Реакторы этого типа также имеют две симметричные секционированные обмотки полуфаз, подключенные на одно переменное напряжение. Исходя из этого, возможны два варианта направления магнитных потоков в сердечнике: - переменные потоки двух полуфаз направлены встречно друг другу, а постоянный поток в стержне каждой полуфазы направлен в одну сторону (рис.2.6 а); - переменные потоки полуфаз направлены согласно, а поток подмаг-ничивания каждой полуфазы встречно.
Определение расчетной индукции насыщения электротехнической стали при аппроксимации ее кривой намагничивания гиперболической функцией
Основная особенность реакторов магнитно-вентильного типа - это использование глубокого насыщения участков магнитной цепи. При этом удается наиболее полно использовать регулировочный диапазон электротехнической стали как нелинейного элемента [25].
Главной отличительной особенностью управляемых реакторов, работающих на принципе магнитного усиления, является генерация в сеть высших гармоник тока. В дугогасящих реакторах высшие гармоники тока увеличивают ток дуги, что в большинстве случаев негативно сказывается на ее гашении [6, 4]. Подавление высших гармоник схемным путем приводит к существенному удорожанию оборудования и снижению его надежности. Поэтому возникает потребность в проектировании стержневой зоны реакторов таким образом, чтобы уровень нелинейных искажений тока не превышал требуемого, а дополнительные средства по их подавлению не требовались.
Создание в магнитной цепи реактора с одним рабочим участком предельного насыщения ( =180), как будет показано ниже, позволяет обеспечить лишь 7 %-й (и более) уровень тока искажений. В дугогасящих реакторах предельно допустимый уровень тока искажений - 5%. Очевидно, что одного рабочего участка в магнитной системе дугогасящего реактора недостаточно. Их должно быть как минимум два.
В [47] проведено исследование влияния параметров стержневой зоны с двумя рабочими участками на уровень нелинейных искажений тока реактора. Там показано, что при наличии в магнитной системе двух УУПС с взаимоувязанной геометрией, допустимый уровень нелинейных искажений тока 5% можно получить при режиме насыщения гораздо ниже предельного (#7=138). Это говорит о высокой эффективности и далеких перспективах такого метода подавления.
С увеличением числа рабочих участков стержня в магнитной цепи реактора одновременно происходит улучшение формы тока и снижение потока подмагничивания. Однако при этом уменьшается индукция в наибольшем сечении стержня и усложняется технология изготовления магни-топровода. Таким образом, возникает задача оптимизации стержневой зоны. Вопрос влияния параметров стержневой зоны на уровень нелинейных искажений тока реактора для случая двухступенчатого стержня хорошо проработан в [47]. Но невыясненным остается вопрос влияния параметров стержневой зоны на характер проявления нелинейных искажений в токе реактора с неограниченным числом УУПС, а также вопрос определения их оптимального числа. Следует ожидать, что детальное изучение этого вопроса поможет получить рекомендации по проектированию реакторов с высокими техническими характеристиками и улучшенными массогабарит-ными показателями. 3.2.1. Минимизация уровня нелинейных искажений тока реактора путем формирования участков стержня с уменьшенными поперечными сечениями.
Регулирование мощности реактора осуществляется за счет смещения переменного магнитного потока Ф,. потоком подмагничивания Ф0 в область насыщения рабочего участка Ф5 ВАХ реактора (рис.3.1 а). Пока мгновенное значение потока (ФЛФо) (в магнитной системе с одним рабочим участком стержня) меньше потока насыщения Фя, эквивалентное магнитное сопротивление стержневой зоны стремится к нулю. При увеличении потока выше Ф$ участок насыщается, а эквивалентное магнитное сопротивление стержневой зоны определяется магнитным сопротивлением этого участка. При этом форма м.д.с. полуфазы вплоть до предельного режима насыщения имеет форму «усеченных» синусоид (рис.3.1 б), а величина «срезаемой» части синусоиды зависит от потока подмагничивания. В режиме предельного насыщения м.д.с. полуфазы синусоидальна.
На рис.3.2 приведены типичные графики зависимостей высших гармоник тока полуфазы от степени насыщения одного рабочего участка стержня [25]. Эти графики представляют собой разновидность амплитудно-фазовых характеристик подмагничиваемого участка. Во время перехода кривой из положительной области графика в отрицательную и наоборот, высшая гармоника меняет свою фазу на противоположную. В тоже время, первая гармоника монотонно нарастает по мере увеличения угла насыщения. Максимум амплитуды третьей гармоники F3 тах » 0.07 приходится на $7=60 и #7=120. Приняв в номинальном режиме предельный режим насыщения (#7=180), когда относительное значение первой гармоники FjH = 1, максимум тока искажений в диапазоне регулирования будет равен:
Графики зависимости высших гармоник от угла насыщения в м.д.с. полуфазы реактора при насыщении одного рабочего участка стержня. Благодаря знакопеременному характеру изменения м.д.с. высших гармоник подмагничиваемого участка появляется возможность уменьшения проявления высших нечетных гармоник в токе полуфазы за счет последовательного насыщения нескольких участков стержня с взаимоувязанной геометрией [25, 47]. Сущность этого метода рассмотрим на примере стержневой зоны с тремя рабочими участками.
Пока мгновенное значение потока (Ф„+Ф0) меньше потока насыщения первого участка 0s! (рис.3.3), эквивалентное магнитное сопротивление стержневой зоны стремится к нулю, а рабочая точка магнитного потока соответствует начальному участку веберамперной характеристики (ВАХ). При увеличении потока выше 0s! первый участок насыщается, а эквивалентное магнитное сопротивление стержневой зоны определяется магнитным сопротивлением первого участка равного магнитному сопротивлению первой ступени насыщения Rpoi= Rpi- Этот режим соответствует участку 1-2 ВАХ. При увеличении потока выше Ф82 насыщается второй участок, и эквивалентное магнитное сопротивление стержневой зоны определяется магнитным сопротивлением первого и второго участка (вторая ступень насыщения) Rfa= RpO]+ R/J02- Этот режим соответствует участку 2-3 ВАХ. При увеличении потока выше Ф3з насыщается третий участок, а эквивалентное магнитное сопротивление стержневой зоны определяется магнитным сопротивлением первого, второго и третьего участка (третья ступень насыщения) Rfj3= Rpoi+ Rp02+ R/іоз- Этот режим соответствует участку 3-4 ВАХ.
