Разработка солнечной фотоэлектрической системы

ФЕДЕРАЛЬНОЕ ГОСУДАРСТВЕННОЕ БЮДЖЕТНОЕ ОБРАЗОВАТЕЛЬНОЕ
УЧРЕЖДЕНИЕ ВЫСШЕГО ПРОФЕССИОНАЛЬНОГО ОБРАЗОВАНИЯ
«НАЦИОНАЛЬНЫЙ ИССЛЕДОВАТЕЛЬСКИЙ УНИВЕРСИТЕТ «МЭИ»»
На правах рукописи
Нян Линн Аунг
Разработка солнечной фотоэлектрической системы автономного
электроснабжения индивидуальных потребителей в тропических
условиях
Специальность 05.09.03 – Электротехнические комплексы и системы
ДИССЕРТАЦИЯ
на соискание ученой степени кандидата технических наук
Научный руководитель:
доктор технических наук профессор,
академик АЭН РФ, Ерёменко В.Г.
Москва–2015
2
Содержание
Введение
Глава 1. Возможности создания бытовой солнечной электростанции в
10
Мьянме …………………………………………………………………………...
1.1. Географическое положение и климатические условия Мьянмы............ 10
1.2.
Проблемы электроэнергетики Мьянмы.................................................... 12
1.3.
Мировая солнечная энергетика.................................................................. 15
1.4.
Нетрадиционные и возобновляемые источники энергии Мьянмы........ 18
1.4.1. Ресурсы солнечной энергии в Мьянме....................................... 21
1.5 Анализ последних известных схем автономной фотоэлектрической
22
установки (ФЭУ)…………………………………………………………………
1.5.1 Инверторы для традиционных автономных солнечных
22
фотоэлектрических систем……………………………………………...
1.5.2.Снижение потерь в солнечных фотоэлектрических системах…. 23
1.5.2.1. Трансформаторная схема, сочетающая инверторную
23
и конверторную части ФЭУ…………………………………….
1.5.2.2 Одноступенчатая система повышения напряжения и
24
инвертирования………………………………………………….
1.6 Задачи работы………………………………………………………………... 27
Выводы по первой главе........................................................................................ 28
Глава 2.
Синтез структуры фотоэлектрической установки ………………... 29
2.1.
График потребления электроэнергии в жилом доме............................... 29
2.2.
Выбор типа аккумуляторной батареи и его система обслуживания...... 31
2.3.
Оптимальный угол наклона солнечной батареи для Мьянмы
(г. Мандалай) .............................................................................................. 35
Выбор конструкции и напряжения автономной фотоэлектрической
установки.....................................................................................................
2.5 Анализ традиционной структуры автономной фотоэлектрической
установки .....................................................................................................
2.5.1. Синтезированная структура автономной фотоэлектрической
установки ......................................................................................
Выводы по второй главе........................................................................................
2.4
37
38
40
41
3
Глава 3. Расчёт площади солнечной батареи и ёмкости аккумуляторной
42
батареи ……………………………………………………………………………
3.1. Выбор типа солнечной батареи ................................................................. 42
3.2. Влияние температуры окружающей среды на характеристики
47
солнечной батареи..................................................................................................
3.3. Моделирование солнечной батареи в программе Simulink и в разделе
51
SimPowerSystem .....................................................................................................
3.4. Баланс энергии фотоэлектрической установки........................................ 56
3.4.1
Расчёт площади солнечной батареи ........................................... 58
3.4.2
Проектирование солнечного модуля из рыночных элементов 59
3.5 Расчёт рабочей циклограммы ёмкости аккумуляторной
батареи.........................
3.5.1 Расчёт номинальной ёмкости аккумуляторной батареи по её
зарядному току .............................................................................
3.5.2 Расчёт номинальной ёмкости аккумуляторной батареи по
разрядному току ...........................................................................
Выводы по третьей главе ......................................................................................
61
63
63
64
Глава 4. Инвертор напряжения и характеристики фотоэлектрической
66
установки для коттеджа …………………………………………………………
4.1. Решаемые вопросы при создании фотоэлектрической установки ........ 66
4.2.
Исследование разных вариантов схем инверторов ................................. 69
4.3 Расчёт трансформатора инвертора с нелинейной симметричной
характеристикой намагничивания........................................................................
4.4. Расчёт индуктивности рассеяния трансформатора с размещением
обмоток на разных сердечниках ………………………………………………..
4.4.1
Обеспечение гармонического состава выходного
напряжения ……………………………………………………
4.5. Моделирование инвертора с силовым трансформатором с учётом
насыщения сердечника ………………………………………………………….
4.5.1.
Моделирование ФЭУ с трансформатором, у которого
обмотки размещены на разных сердечниках …………………………
4.5.2
Моделирование ФЭУ с учетом гистерезиса сердечника
трансформатора ........................................................................................
4.6. Расчёт силовых элементов регулятора зарядного режима АБ ………...
76
82
84
90
90
95
97
4
4.7.
Исследование инвертора при разных нагрузках.....................................
99
4.8
Автоматическая стабилизация выходного напряжения инвертора.
101
4.8.2.
Исследование стабильности выходного напряжения в
однофазном инверторе по класическому алгоритмаму
101
регулирования ............................................................................
Релейный регулятор напряжения............................................. 108
4.8.3.
Регулятор с широтно-импульсной модуляцией...................... 110
4.8.4
Биспособ регулирования (БР) напряжения инвертора……... 112
4.8.1.
4.8.4.1. Исследование работы БР............................................. 116
4.9
4.8.4.2 Исследование влияния на работу однофазного
инвертора дополнительного включения несимитричной
119
импульсной нагрузки.................................................................
Экспериментальное исследование характеристик солнечных батарей. 122
4.9.1.
Снятие реальных вольт-амперных характеристик СБ ........... 125
4.10. Расчёт надёжности и стоимости электроэнергии автономной
128
фотоэлектрической установки .............................................................................
4.10.1. Вероятность безотказной работы аккумуляторной батареи . 130
Рекомендации при применении устройств защитного
131
отключения
Выводы.................................................................................................................... 132
4.10.2.
Заключение ............................................................................................................. 135
Перечень аббревиатур .......................................................................................... 137
Список литературы ................................................................................................ 139
Приложения ........................................................................................................... 145
5
Введение
Потребности населения и промышленности Мьянмы в электрической энергии
ограничены запасами нефти и газа, что приводит к необходимости использования
возобновляемых источников энергии. Мьянма одна из развивающихся стран ЮгоВосточной Азии. Удельное электропотребление в ней по сравнению с соседними
странами низкое. В настоящее время одной из важнейших задач электроэнергетики
является
обеспечение
надежного,
бесперебойного
электроснабжения
всех
промышленных и бытовых объектов.
Актуальность
темы
исследования:
развитие
малых
солнечных
фотоэлектрических установок (ФЭУ), работающих как параллельно с сетью, так и в
автономном режиме, может улучшить электроснабжение бытовых потребителей
эффективнее и быстрее, чем развитие крупной энергосистемы. Поэтому работа,
посвященная исследованию и совершенствованию оборудования малой солнечной
фотоэлектрической установки (ФЭУ) является актуальной и имеет большое
практическое значение.
Степень разработанности темы является актуальной в связи с тем, что: не
исследованы малые ФЭУ в условиях тропического климата. Не выявлена
оптимизация структура ФЭУ из неориентируемой солнечной батареи (СБ), гелевого
аккумулятора и инвертора при различных напряжениях элементов. Недостаточно
исследована и не освещена в научно-технической литературе работа однофазных
инверторов с низким коэффициентом гармоник и быстрым способом регулирования
напряжения в ФЭУ.
Цель диссертационной работы заключается в создании информационного и
методического обеспечения проектирования автономной системы электроснабжения
(АСЭС) для тропических условий на основе ФЭУ.
Для достижения поставленной цели в диссертационной работе были
поставлены и решены следующие задачи:
1. Исследование вариантов структур и выбор оптимальной схемы.
6
2. Создание модельного описания ФЭУ, учитывающего активно – индуктивной
характер нагрузки и климатические условия.
3. Разработать быстродействующую схему регулятора напряжения инвертора,
обеспечивающую точность стабилизации напряжения в широком интервале нагрузок
и температур с низким коэффициентом нелинейных искажений.
4. На основе системного
проектирования АСЭС разработать
техническое
предложение, учитывающее результаты, полученные в пунктах 1÷3.
Научная новизна работы заключается в следующем:
1.
Расчетным путем и компьютерным моделированием установлено, что в
заданных условиях применения ФЭУ дроссель переменного тока выходного Г
образного LC фильтра инвертора напряжения можно исключить, а его функцию
целесообразно возложить на индуктивности рассеяния первичной и вторичной
обмоток согласующего трансформатора (который проектируется по традиционной
методике)
2.
Предложеннй новый алгоритм формирования управляющих импульсов
инвертора напряжения с выходным фильтром, который в совокупности с
используемым параметрическим способом и контуром отрицательной обратной
связи по напряжению обеспечивает быстродействующую стабилизацию выходного
напряжения ФЭУ с приемлемой точностью ±8% во всем диапазоне изменения
возмущающих воздействий по питанию и по нагрузке.
3.
На основе учета климатических условий Мьянмы, характеризуемых
98%
использованием установленной мощности СБ (включая изменяемую их ориентацию
относительно Солнца), подтверждена возможность создания ФЭУ для тропических
условий с непосредственным соединением СБ и аккумуляторной батареи (АБ).
Теоретическая и практическая значимость работы:
1.
Разработаны две модели солнечной батареи, обобщающие известные
математические описания СБ, учитывающие солнечную радиацию, температуру
7
окружающей среды и позволяющие рассчитывать площадь СБ, максимальную
мощность и КПД.
2.
Реализована ФЭУ с низковольтной СБ, обеспечивающая безопасность
бытовых потребителей и надежность системы.
3.
Разработана новая концепция построений инверторов без использования
ограничивающих
импульс
тока
дросселей
при
высоком
коэффициенте
трансформации KTV =22.
4.
Разработана схема ФЭУ, работающая при изменении сопротивления нагрузки
от номинального до холостого хода для любых бытовых электроприборов.
Методологию и методы исследования: использовалась методология по
шагового приближения каждого элемента ФЭУ к общему оптимальному результату.
При выполнении работы применялись методы модельно – ориентированного
математического
исследования,
ценологический
подход
расчёта
стоимости
электроэнергии, на основе суточного энергобаланса оптимизирована цикличность
включения
потребителей.
Результатом
теоретических
исследований
явились
разработанные универсальные прикладные математические модели, реализованные
посредством программных пакетов Маtlab в разделе SimPowerSystem.
Положения, выносимые на защиту :
1.
Структура
ФЭУ
с
непосредственным
соединением
СБ
и
АБ
без
дополнительного дросселя в цепи инвертора.
2.
Быстродействующий регулятор напряжения, совмещающий релейный и
широтно – импульсный модуляторы, обеспечивающий точность стабилизации
напряжения с низким коэффициентом нелинейных искажений.
3.
Новая концепция построения фильтра высших гармоник, использующая
индуктивность нагрузки в качестве элемента фильтра, позволяющая обеспечить
низкий коэффициент искажений при изменении нагрузки от номинальной до
холостого хода.
8
Степень
достоверности
и
выполненной работе докладывались и
апробацию
результатов:
результаты
получились положительные отзывы: ХI
Международная ежегодная конференция «Возобновляемая и малая энергетика2014» Москва, выставочный комплекс «Экспоцентр» 27.05.2014г. Организаторы :
Экспоцентр, Комитет по проблемам применения возобновляемых источников
энергии РосСНИО(комитет ВИЭ РосСНИО), секция «Энергетика» российской
инженерной
академии,
НИМК
ЦАГИ,
ЗАО
НИЦ
«ВИНДЭК»;
Третья
международная научно-техническая конференция «Аэрокосмические технологии»,
посвященная 100-летию со дня рождения академика В.Н. Челомея, Реутов-Москва
20.05.2014; Девятнадцатая международная научно – техническая конференция
студентов и аспирантов «Радиоэлектроника, Электроника и Энергетика» в НИУ
«МЭИ» 2013.г; Двадцатая международная научно – техническая конференция
студентов и аспирантов «Радиоэлектроника, Электроника и Энергетика» в НИУ
«МЭИ»
2014.г.
конференция
Двадцать
студентов
и
первая
международная
аспирантов
научно
«Радиоэлектроника,
–
техническая
Электроника
и
Энергетика» в НИУ «МЭИ» 27.02.2015.г.
Краткое содержание диссертационной работы:
В первой главе рассмотрены климатические условия, нетрадиционные и
возобновляемые источники энергии Мьянмы. Представлены сравнительные данные
об удельном электропотреблении в Мьянме и в соседних странах. Указано на
дефицит выработки электроэнергии в стране. Приведена информация о развитии
солнечной энергетики в развитых странах и в странах азиатского региона.
Проанализирована возможность применения фотоэлектрической установки в
Мьянме.
Вторая глава посвящена синтезированная структура фотоэлектрической
установки для потребления электроэнергии в течение 24 часов. Выбрана структура
ФЭУ с наиболее простой схемой защиты и управления АБ без повышающего
напряжение преобразователя между СБ и АБ, что актуально для тропических широт.
9
На основе статистического анализа выбрана гелевая АБ из 7 типов АБ по критерию:
отсутствие обслуживания, максимальная энергетическая плотность до 180 Вт/кг.
Выбран способ защиты АБ от перенапряжения закорачиванием СБ.
В
третьей
главе
введены
расширенные
матричные
(табличные)
характеристики СБ и аккумуляторов, позволяющие обоснованно, на основе
статистического анализа, выбрать типы АБ и СБ (6 типов СБ и 7 типов АБ).
Предложены универсальные модели солнечной батареи, совместимые с разделом
SimPowerSystems в программе Matlab, позволяющие моделировать систему
электроснабжения
с
учетом
изменения
солнечной
радиации,
температуры
окружающей среды. Проведен расчет параметров известных СБ с помощью
модельно – ориентированного математического исследования с программой Matlab.
Создана модель ФЭУ, адаптированная к эксплуатации в условиях тропического
климата. Разработаны и внедрены в учебный процесс кафедры ЭКАОиЭТ модели и
программа моделирования СБ и ФЭУ.
В
четвертой главе разработана новая структура фотоэлектрической
установки с преобразователем, в котором выходной конденсатор фильтра с
индуктивностью
нагрузки
образует
параллельный
резонансный
контур,
позволяющий исключить из схемы последовательный дроссель в цепи переменного
тока. Моделировался сердечник трансформатора с учётом гистерезисом и без учёта
гистерезиса. Учет гистерезиса необходим, поскольку при высоком напряжении АБ
коэффициент гармоник выходного напряжения ухудшается в 3.2 раза, но остается
ниже 10%. Разработанный инвертор можно использовать для любых бытовых
электроприборов.
Рассмотрены
три
способы
автоматической
стабилизации
выходного напряжения инвертора. Рекомендуется использовать новый регулятор с
интегрированным релейным и широтно-импульсным модулятором, поскольку он
обеспечивает точность и не имеет высокий коэффициент искажений: напряжение UH3
= 221 ÷ 231,3 В, а коэффициентом искажений Кг(UH3)=5,7÷12,8%. Сравнена
стоимость ФЭУ с другими источниками энергии
10
1.1
ГЛАВА 1
ВОЗМОЖНОСТИ СОЗДАНИЯ БЫТОВОЙ СОЛНЕЧНОЙ
ЭЛЕКТРОСТАНЦИИ В МЬЯНМЕ
Географическое положение и климатические условия Мьянмы
Мьянма - государство в западной части Индокитайского полуострова Азии. До
1989 года страна официально называлась Бирма. Она расположена между 9˚32΄ и
28˚ 31΄ градусами северной широты и между 92˚10΄ и 101˚ 11΄ восточной долготы.
Площадь страны составляет 678500 км2.
На западе Мьянма граничит с Бангладеш и Индией, на севере с Китаем, на
востоке - с Лаосом, на юго-востоке - с Таиландом (см. рис.1.1). Общая
протяженность границ - 5876 км, из них 2185 км приходится на границу с Китаем,
1800 км - на границу с Таиландом. С юго-запада страна омывается водами
Бенгальского залива, с юга - водами Андаманского моря. Длина береговой линии
равняется 2832 км. В состав Мьянмы входит остров Янбье, архипелаг Мьюи (Мьей),
остров Препарис и Кокосовые острова находящиеся в Андаманском море.
Протяженность страны с севера на юг составляет 2051 километров и 936 километров
– с запада на восток.
В Мьянме выделяются три сезона: влажный — с конца мая по конец октября,
прохладный — с конца октября по середину февраля, жаркий — с середины февраля
по конец мая. В январе среднемесячная температура составляет +24° С в Янгоне,
+21° C в Мандалае, максимальная температура летом обычно составляет +41° C. В
горных районах гораздо прохладнее (в частности, на Шанском нагорье температуры
ночью в зимний период могут иногда опускаться до - 5° C), в долинах температуры
января не превышают +15° С. Максимум осадков выпадает в июле.
Количество осадков зависит от высоты и экспозиции склонов по отношению к
влагонесущим муссонным ветрам, дующим с юго-запада. На побережье областей
Ракхайн и Танинтайи за год выпадает в среднем 4600—5100 мм осадков, а на
центральной равнине — всего 635 мм. В Ситуэ (Акьяб) среднее годовое количество
11
осадков достигает 4950 мм, в Минбу, в дождевой тени хребта Ракхайн в Сухом
поясе, — лишь 740 мм, в Янгоне — 2510 мм [9].
Рис.1.1 Республика Союз Мьянма
Население Мьянмы в 2013 году составляло 51 миллион человек. Страна
относится
к
развивающимся
странам
с
экономикой,
основанной
на
сельскохозяйственном производстве. Более 70% населения страны живет в сельской
местности, занимается сельским хозяйством, выращивает рис, пшеницу и.т.д.
12
1.2
Проблемы электроэнергетики Мьянмы
В Мьянме в 2012 году удельное электропотребление на душу населения
составляло всего 166 кВт·ч /год [8]. Это в 20 раз меньше, чем в Китае и в 12 раз
меньше, чем в Таиланде. На рис. 1.2 представлены данные об удельном
электропотреблении в Мьянме и в соседних развивающихся странах [19].
Рис. 1.2.Удельное электропотребление Мьянмы и соседних стран
На рис.1.2 видно, что уровень электропотребления в Мьянме является самым
низким в Юго-Восточной Азии.
В Мьянме в 2012 году установленная мощность электростанций составляла
3945 МВт. В табл. 1 представлено распределение установленной мощности по типу
электростанций в энергосистеме Мьянмы [20].
Табл.1.1
Распределение установленной мощности по типу электростанций в энергосистеме Мьянмы.
Тип станций
ГЭС
ГТУ
ТЭС
итог
Установленная мощность (МВт)
2660
715
119
3495
Доля установленной мощности (%)
76
20
4
100
Централизованным
электроснабжением
обеспечено,
главным
образом,
население городов, где сосредоточено основное промышленное производство,
потребляющее основную часть выработки электроэнергии страны. Удельное
13
потребление электроэнергии в городах в несколько раз превышает потребление
энергии в селах. Однако и население городов не обеспечено 24-х часовым
электроснабжением. В сухой сезон, который продолжается с ноября до апреля, в
городах, где есть связь с объединенной энергосистемой, электроснабжение
происходит
не
круглосуточно
(7
–
8
часов
в
сутки)
из-за
того,
что
гидроэлектростанции работают не на полную мощность.
В
Мьянме
более
70%
населения
занимается
сельскохозяйственным
производством. Население деревень, как правило, не имеет никакой связи с
объединенной энергосистемой и обеспечивается электроэнергией от дорогих, но
широко доступных бензиновых и дизельных генераторов. Стоимость электричества
в деревнях Мьянмы настолько высока по сравнению с доходами, что не все
домашние хозяйства могут использовать электричество даже в целях освещения
помещений и подключения телевизоров.
Для одного светильника мощностью не более 20 Вт стоимость потребляемой
электроэнергии в среднем в деревнях составляет около 1,8 доллара в месяц. Для
телевизора мощностью не более 100 Вт средний тариф в деревнях составляет
приблизительно 6 долларов в месяц (время их работы 120-150 час/мес). В случае
наличия в доме трёх светильников и телевизора тариф на электричество будет равен
11,4 доллара в месяц. Ежегодно владельцы 1 дома в деревне вынуждены платить 136
долларов за потреблённую электроэнергию [7]. В деревнях стоимость 1 кВт. ч
в
среднем составляет около 0.5 доллара. Это очень дорого для жителей деревень.
По последним данным министерства энергетики Мьянмы на февраль 2015 года
электроснабжение населения страны составило 34,6 %[25]. Для нормального уровня
энергообеспечения страны выработка электроэнергии должна увеличиться
не
менее, чем в 2 раза. В последние годы темпы роста выработанной электроэнергии
составляют 15%, а потребление электроэнергии в стране увеличивается на 12% 15% каждый год [24]. В таблице 1.2 представлены значения выработанной
электроэнергии с 2008 по 2012 год в Мьянме. При таких темпах роста потребления
14
дефицит выработки электроэнергии в Мьянме будет сохраняться до следующего
десятилетия.
Выработанная электроэнергия в Мьянме с 2008 по 2012 год
Годы
Табл. 1.2
2008/09
2009/10
2010/11
2011/2012
6622
6964
7543
10000
Ежегодный
рост (%)
Выработка
электроэнергии
14,7
(миллионы кВт. ч)
В настоящее время правительство старается сократить дефицит выработки
электроэнергии
в стране.
Для этого
строятся новые
газогенераторные
и
гидроэлектростанции. Однако эти меры пригодны для улучшения электроснабжения
только в городах, где есть связь с объединенной энергосистемой. Благодаря тому,
что в Мьянме имеется высокий потенциал ресурсов солнечной энергии,
использование солнечной энергии
остаётся в настоящее время одним из лучших
решений для удаленных районов, где не удается подключиться к объединенной
энергосистеме.
В Мьянме сегодня можно купить солнечную фотоэлектрическую установку, в
которую входят солнечный модуль, аккумуляторная батарея и инвертор. В такой
ФЭУ один пиковый Ватт мощности обходится всего в 1 ÷ 3 доллара в зависимости
от качества и производителя CБ. В Мьянме большинство потребителей используют
СБ, произведенные в Китае. В деревнях срок окупаемости ФЭУ небольшой, он
составляет сегодня 2-3 года, если учесть современную стоимость электроэнергии,
получаемой от дизельных генераторов. В результате этого в деревнях Мьянмы,
особенно в центральных регионах, автономные потребители, даже имеющие связь с
сетью, начали активно использовать солнечную энергию. В настоящее время
некоторые международные организации и общественные объединения оказывают
помощь в использовании солнечной энергии в некоторых деревнях страны.
15
Мьянма находится вблизи экватора, и данные экспериментальных измерений
прихода солнечной радиации в стране показывают, что среднегодовой приход
составляет приблизительно 5 кВт. ч/м2 в сутки [22]. Это намного выше, чем,
например, в странах Евросоюза, где сегодня интенсивно используется солнечная
энергия.
В Мьянме весьма перспективно развивать солнечную энергетику. С помощью
автономных малых ФЭУ можно обеспечить электроэнергией сельскохозяйственных
потребителей (отдельные дома или поселки в целом), учитывая очень высокие
тарифы на электроэнергию, полученную от бензиновых или дизельных генераторов.
В
более далекой перспективе возможно и
создание большой
солнечной
электростанции в Мьянме, учитывая высокую интенсивность прихода солнечной
радиации в стране. Недавно правительство Мьянмы и Тайская компания GEP
подписали договор о строительстве солнечной фотоэлектрической станции,
мощностью 210 МВт, в центре Мьянмы. Цель постройки этой станции обеспечивать электроэнергией промышленные зоны, находящиеся в центре страны.
В перспективе солнечная энергия сможет играть большую роль в топливно энергетическом комплексе Мьянмы.
1.3
Преобразование
Мировая солнечная энергетика
солнечного
излучения
в
электроэнергию
может
осуществляться двумя основными способами: фототермическим (преобразование
световой энергии в тепловую, а затем, при необходимости, в электрическую) и
фотоэлектрическим (прямое преобразование световой энергии в электрическую)
[54]. По прогнозам европейской ассоциации фотоэлектрической промышленности
(EPIA) солнечная энергетика в будущем вытеснит нефть и атомную энергетику.
Сегодня в Европе интенсивно используют солнечные фотоэлектрические установки.
За 2012 год суммарная мощность действующих во всем мире гелиоэнергетических
установок выросла на 31 ГВт, превысив рубеж в 100 ГВт. Сегодня они производят
16
столько
же
электричества,
сколько
16
крупных
угольных
или
атомных
электростанций. Установленная мощность солнечной энергетики в 2012 году
показана на рис.1.3. Суммарная мощность действующих в странах ЕС солнечных
батарей достигла 70 ГВт (см. рис.1.3). В Италии они обеспечивают уже примерно 7
% потребляемой электроэнергии, в Германии - 6, в Греции - 4, а в Болгарии, Чехии,
Бельгии и Испании - по 3 процента. За 2012 год в Евросоюзе были установлены
новые фотоэлектрические преобразователи мощностью в 17 ГВт. Более половины
этого прироста - 8 ГВт - обеспечила Германия. Для сравнения: суммарная мощность
европейской ветровой энергетики за тот же период увеличилась на 12 ГВт, а газовых
электростанций - на 5 ГВт. Одновременно из эксплуатации окончательно
выводились электростанции, работающие на нефти (3 ГВт) и АЭС (1 ГВт) [8]. Это
говорит о том, что в последние годы в странах ЕС интенсивно используется
солнечная энергетика, причём из-за географического положения интенсивность
солнечной радиации намного меньше по сравнению с Мьянмой, где имеется
высокий потенциал ресурсов солнечной энергии.
Рис. 1.3. Установленная мощность солнечной энергетики в 2012 году
В 2012 году Китай и США установили в два раза больше фотоэлектрических
преобразователей, чем в 2011 году. В Японии возросла установленная мощность
солнечной энергетики на 50 %, а в Индии введенные в строй мощности в 5 раз
превысили показатель 2011 года. С большой долей вероятности самый крупный
17
прирост мощностей произойдет в этом году в Китае, на втором месте окажется
Япония, на третьем – США (рис.1.4) [8].
Рис. 1.4. Динамика роста установленной мощности ФЭУ (МВт) в странах Азии в 2011 году
Основное условие интенсивного использования солнечной энергии – это
относительно низкая себестоимость генерируемой ей электроэнергии. 20 лет назад
производство одного киловатт-часа солнечной энергии стоило 1 евро. Сегодня в
странах, где высокий потенциал ресурсов солнечной энергии, оно обходится менее
чем в 10 евро центов, а в некоторых регионах в 6-7 центов [8].
По словом европейской ассоциации фотоэлектрической промышленности
(EPIA) в 2015 году суммарная мощность солнечных энергоустановок на планете по
сравнению с 2012 годом увеличится в 2 раза. Мировые цены для СБ в евро за один
ватт приведены на рис.1.5. На графике видно, что стоимость электроэнергии,
полученной от СБ, в течение 2011- ого года уменьшалась.
18
Рис.1.5. Глобальные цены для кристаллических и тонкопленочных СБ за 2011 год
Эти цифры означают, что технический прогресс делает солнечную энергетику
всё более рентабельной и доступной для развивающихся стран.
1.4 Нетрадиционные и возобновляемые источники энергии Мьянмы
Мьянма обладает всеми видами возобновляемых источников благодаря
географическому положению. Наиболее перспективными для использования
являются: гидроэнергетические, солнечные, ветровые и геотермические. Из
перечисленных
источников
только
гидроэнергетические
ресурсы
наиболее
исследованы. В центральных и южных равнинных зонах страны перспективно
использовать солнечную энергию.
Используются
геотермальные
ресурсы
в
виде
горячих
минеральных
источников, которые нашли широкое применение по всей стране. Эти горячие
19
минеральные источники существуют не только в вулканических районах, но и в
невулканических и метаморфических районах, где грунтовые воды нагреваются на
глубине
и
поднимаются
через
разломы.
На
сегодняшний
день
было
зарегистрировано 93 горячих источника, которые находятся в штатах Качин, Шан,
Мон, Ракхайн, а также в центральной Мьянме и в провинции Танинтайи. На 43
горячих минеральных источниках различными международными институтами и
компаниями были сделаны предварительные исследования. С точки зрения
использования геотермальной энергии как альтернативного источника энергии
необходимы подробные экспериментальные и технико-экономические обоснования.
Мьянма обладает богатыми лесными ресурсами. Около 50,81% (343 767 кв км)
общей площади покрыто лесами. Страна обладает большим ресурсом биомассы.
Мьянма в настоящее время является аграрной страной, т.к. большинство населения
проживает в сельских районах и его главным занятием является земледелие, реже
животноводство. В сельских районах энергия добывается с помощью дров, угля и
биомассы и идет для приготовления пищи и другие бытовые цели.
Центральная равнина страны находится между двумя параллельными горными
хребтами, поэтому преобладающее направление ветра проходит в параллельном
направлении
хребтов.
Также
присутствуют
сильные
прибрежные
ветра.
Использование энергии ветра находится на самом начальном этапе. Потенциальная
энергия ветра в Мьянме составляет около 365,1 млн. кВт. ч в год [27]. Из-за большой
первоначальной стоимости использование ветровой энергии осуществляется только
в виде экспериментальных и научно-исследовательских работ. Перспективными
регионами по использованию энергии ветра могут быть холмистые районы Чин и
Шан, прибрежный район и центральная часть страны.
Проливные дожди с тропическим муссоном создают гидроэнергетические
ресурсы на всей территории страны. Гидроэнергетический потенциал страны
оценивается
в
более,
чем
39,72
ТВт.
Выработка
электроэнергии
на
гидроэлектростанциях (ГЭС) в период 1999-2000 годов составляла около 959.46
20
млн.кВт.ч (21% от общего объема производства электроэнергии). В течение
последних нескольких лет вклад ГЭС в выработку электроэнергии составляет около
35 % от общего объема потребления энергии в стране [10]. В последнее время
Министерством разработано 26 проектов малых ГЭС и 9 проектов ГЭС средней
мощности (установленные мощности ГЭС от 24 кВт до 5000 кВт). Эти проекты
рассчитаны на отдаленные пограничные районы.
По сравнению с установленной мощностью производимая электроэнергия
фактически намного меньше. Проблема заключается в том, что гидроэлектростанции
не могут работать с полной мощностью из-за малого притока воды, а строительство
и эксплуатация крупных гидроэлектростанций негативно влияет на окружающую
среду. Кроме того, 50 % производимой электроэнергии теряется из-за технических
неисправностей в объединенной системе при передаче. Через 15 лет установленная
мощность ГЭС в Мьянме увеличится в 2 раза, так как в настоящий момент почти 19
гидроэлектростанций находятся на стадии строительства.
Мьянма находится недалеко от экватора, поэтому практически целый год
солнце освещает всю территорию. Экспериментальные измерения показывают, что
солнечная радиация в Мьянме имеет интенсивность более 5 (кВт. ч/м2/сутки), в
сухой сезон. Потенциал солнечной энергии составляет около 51973,8 TВт·ч/год в
соответствии с [10].
В первую очередь фотоэлектрические системы будут
использоваться для электроснабжения отдаленных сел. Сейчас в некоторых районах
уже используется солнечная энергия для освещения и перекачки воды. Суммарная
установленная мощность фотоэлектрических установок (ФЭУ) составляет всего
около 533 кВт. Использование солнечной энергии актуально для удаленных районов
Мьянмы.
Наряду с солнечными батареями получили распространение концентраторы
солнечной энергии с прямым преобразованием солнечной энергии в тепловую
энергию воды и других энергоносителей.
21
1.4.1.
Ресурсы солнечной энергии в Мьянме
Для решения энергетических проблем в Мьянме солнечная энергия имеет
большие перспективы. Преимущества технологий, использующих энергию солнца,
состоят в том, что при работе солнечных установок не происходит загрязнения
воздуха. Солнечная энергия зависит от состояния атмосферы, времени суток и года,
но она является наиболее экологичной в сравнении с другими способами
производства электроэнергии.
Данные
экспериментальных
измерений
солнечной радиации в столичных городах согласно [20] приведены в таблице 1.3 и
на рисунке 1.6.
Табл.1.3
Среднемесячная солнечная радиация в основных городах Мьянмы (
Месяц
(кВт.ч) / т 2 )
)
сутки
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
Котонь
5.07
5.52
5.93
6.09
4.71
3.61
3.3
3.27
3.85
4.72
4.7
3.54
Мандалай
4.5
5.65
6.06
6.33
5.97
5.45
4.88
4.64
4.7
4.34
4.07
3.99
Мьичина
4.16
5.05
5.56
5.82
5.48
4.07
3.69
4.18
4.31
4.15
3.83
3.78
Янгон
4.92
5.77
6.04
6.4
4.92
3.7
3.41
3.5
4.05
4.63
4.52
4.47
Лашо
4.45
5.71
6.07
6.07
5.71
4.91
4.34
4.29
4.52
4.23
4
3.84
Город
Рис.1.6. Среднемесячная солнечная радиация в 5 городах Мьянмы
22
Из табл.1.3 видно что, среднемесячная радиация колеблется от 4,00 до 6,64
(кВт ⋅ ч) / m 2
. Эти города обладают значительными ресурсами солнечной энергии. По
сутки
данным наблюдений 5-ти метеостанций Мьянмы максимальное значение солнечной
радиации приходится на период с марта по май 6,64
значение - в декабре и январе 4 ÷ 4,5
(кВт ⋅ ч) / m 2
, а минимальное
сутки
(кВт ⋅ ч) / m 2
[20]. Это позволяет использовать
сутки
солнечную энергию в жилых домах и в сельской местности для бытового
электропотребления. Проблема электроснабжения Мьянмы состоит в том, что не
охватываются удаленные регионы страны. Солнечная электро-энергетика станет
оптимальным решением этой задачи.
1.5
Анализ последних известных схем автономной
фотоэлектрической установки (ФЭУ)
1.5.1 Инверторы для традиционных автономных солнечных
фотоэлектрических систем.
Схема традиционной ФЭУ изображена на рис 1.7. Она состоит из двух типов
преобразователей DC/DC постоянного напряжения: 36/72 и 72/400 В и инвертора
DC/AC 400B – 230 B 50 Гц [56].
Рис.1.7 Блок схема многокаскадная ФЭУ
23
Для этой схемы используется инвертор на основе трех уровней напряжения: 0
В, 0,5Uп, Uп, что позволяет уменьшать значение массы пассивного L-C фильтра.
Силовая схема инвертора с тремя уровнями напряжения показана на рис.1.8. В
инверторе коммутационные устройства работают с частотой переключения 50 кГц
для системы 5 к ВА [56].
Рис.1.8 Схема инвертора с 3 уровнями напряжения для ФЭУ
1.5.2.Снижение потерь в солнечных фотоэлектрических системах
Недостатком традиционной схемы ФЭУ, показанной на рис. 1.7 является
большое количество ступеней преобразования энергии (3 ступени). Если уменьшить
число этапов преобразования энергии, общая эффективность системы может быть
увеличена, и одновременно надежность системы может быть повышена [56].
Проанализированы
две
топологии
системы,
которые
описаны
ниже.
Эффективность этих схем проверяется посредством детальных исследований при
моделировании.
1.5.2.1. Трансформаторная схема, сочетающая инверторную и
конверторную части ФЭУ
Принципиальная схема показана на рис 1.9. В этом случае поток мощности от
СБ и АБ, находящихся под управлением общей шины постоянного тока, передается
в
нагрузку
через
высокочастотный
трансформатор,
который
обеспечивает
гальваническую изоляцию между нагрузкой и системой СБ и АБ и повышение
напряжения от цепи постоянного тока к нагрузке (Приложение П.10).
24
Рис.1.9 Трансформаторная, инверторная и конверторная ФЭУ
1.5.2.2 Одноступенчатая система повышения напряжения и
инвертирования
Принципиальная схема преобразователя, реализующая эти функции приведена
на рис.1.10 [56]. В этом случае функция преобразователя постоянного тока и
инвертора выполняется четырьмя транзисторами VT1 ÷ VT4. Повышают напряжение
транзисторы VT1,VT3, образующие с дросселями L1, L2 пушпульные конверторы
напряжения. Повышенное напряжение, возникающие на дросселях L1,L2 при
коммутации транзисторов VT1, VT3 подается на выходной конденсатор С2 через
диоды VD1, VD2 и транзисторы VT2, VT4. Положительная полуволна выходного
напряжения создается диодом VD1 и транзистором VT2, а отрицательная полуволна
создается диодом VD2 и транзистором VT4. Транзисторы VT2, VT4 включены по
половине периода частоты 50 Гц. Дроссели L1,L2 выполняет функцию накопителей
25
энергии, отбираемой от СБ и передаваемой через диоды транзисторы VD1, VD2 и
VT2, VT4 и конденсатор С2.
Конвертор напряжения на транзисторах VT1, VT3 выполняет функцию
регулятора напряжения на СБ, обеспечивая его работу в точке максимальной
мощности (операция MPPT).
В [55] сообщается, что преобразователь по такой схеме имеет характеристики:
1)
Входное напряжение постоянного тока: 40 В
2)
Выход инвертора напряжения: 230 В 50 Гц
3)
Мощность: 500 ВА
Рис.1.10 Одноступенчатый инвертор и конвертор
Схема управления ФЭУ выполняет две группы функции: формирования
выходного напряжения с низким коэффициентом гармоник и сервисные функции
ФЭУ как нового элемента жилого дома: работа с различным характером нагрузок
(крест-фактор 1÷4), защита персонала и АБ от перенапряжений и переразряда,
выдача персоналу информации о состоянии ФЭУ.
Во всех известных схемах инверторов управление силовыми транзисторами
осуществляется схемой управления, содержащей сигнальный микропроцессор,
формирующий заданное синусоидальное напряжение с заданной частотой, схему
измерения мгновенного значения выходного
напряжения инвертора, схему
26
формирования токового коридора между заданным значением синусоидального
напряжения и измеренным напряжением выхода инвертора, схему формирования,
управляющих ШИМ импульсов на высокой частоте, управляющих транзисторами
инвертора. Недостатком этих схем (рис.1.7÷1.10) является наличие импортных
микросхем,
сложность
системы
формирования
синусоидальной
ШИМ,
инерционность измерительного органа напряжения, что приводит к появлению
паразитных скачков напряжений вблизи нулевого значения, появление модуляции
напряжения на частоте 25 Гц, модуляции входного тока и тока нагрузки при
изменении номинальной нагрузки (cosφ= 0,4 ÷1). Как правило эти системы третьего
порядка,
собственно
не
устойчивы,
требуют
корректирующий
устройств,
повышающих быстродействие. Ставится задача разработать схему управления
инвертора, лишенную этих недостаток, не использующую цифровых процессоров,
вносящих задержку.
Рис. 1.11 Одноступенчатая схема ФЭУ
На основе анализа схем и тенденций развития ФЭУ с учетом требований к
тропическим условиям (большая влажность, быстрый восход и заход Солнца, низкая
27
квалификация обслуживающего персонала, низкий cos φ нагрузки) в перспективе
может быть использована схема показаной на рис. 1.11.
1.6 Задачи работы.
Анализ литературы [1÷15] показывает, что создание автономной ФЭУ для
тропических условий требует решение следующих задач:
1.
Анализ характеристики СБ существующих на рынке и выбор типа СБ,
наиболее подходящей к требованию станционного размещения на крыше.
2.
Расчёт
площади
СБ
при
выбранном
алгоритме
работы
на
основе
энергобаланса.
3.
Синтезировать наиболее простую схему ФЭУ без дополнительной ступени
преобразования напряжения.
4.
Выбрать тип и рассчитать требуемую емкость АБ. Решение задач 1 ÷ 4 будет
проведено в главах 1÷3.
5.
Исследовать схемы инверторов с параметрической стабилизацией формы и
величины выходного напряжения, использующих полезных фильтрующие свойства
L-C контура.
6.
Синтезировать быстродействующую схему управления, не содержащую в
контуре обратной связи инерционных элементов, учитывающую ограниченные
технические
возможности
(возможности
санкций),
развивающихся
использование
стран:
ограничение
обслуживающего
персонала
импорта
низкой
квалификации и.т.п.
7.
Использовать существующие программы (Matlab) моделирования сложных
схем инверторов и ВИЭ для получения рекомендации по проектированию подобных
схем. Задачи 5-7 решается в 4 главе диссертации.
28
Выводы
1.
В Мьянме существует значительный дефицит выработки электроэнергии.
Уровень электропотребления в Мьянме является самым низким в Юго-Восточной
Азии. Централизованным электроснабжением обеспечено, главным образом,
население городов. Для нормального уровня энергообеспечения страны выработка
электроэнергии должна увеличиться не менее, чем в 2 раза.
2.
Высокий уровень солнечной радиации в стране, расположенной вблизи
экватора, позволяет развивать солнечную энергетику.
3.
В настоящее время речь идёт в первую очередь о малых автономных
фотоэлектрических установках, способных обеспечить электроэнергией сельских,
удалённых от городов, районов страны.
4.
На основе изученных схем ФЭУ, можно сформулировать требования,
учитывающие тропические условия и выше перечисленные задачи работы.
29
ГЛАВА 2
СИНТЕЗ СТРУКТУРЫ ФОТОЭЛЕКТРИЧЕСКОЙ УСТАНОВКИ
2.1. График потребления электроэнергии в жилом доме
Фотоэлектрическая установка для автономного жилого дома около города
Мандалай с координатами (21° 58′ 37″ Ш 96° 5′ 13″ Д˚), в котором постоянно
проживает 4 человека, потребляет приблизительно 9 кВт·ч/сутки (табл.2.1 и 2.2),
таким образом средняя потребляемая мощность составляет 375 Вт.
Табл. 2.1
Cуточное потребление электроэнергии в прохладный сезон в жилом доме ( с часу ночи до 12 часов дня)
Табл. 2.2
Суточное потребление электроэнергии для прохладного сезона в жилом доме (с 13 до 24
часов)
30
На рис. 2.1 и 2.2 графически представлены данные табл. 2.1 и 2.2.
Рис. 2.1. Энергопотребление за час с 1 до 12 согласно с табл. 2.1.
Рис. 2.2. Энергопотребление за час с 13 до 24 согласно с табл. 2.2
Суммарная энергия в киловатт-часах за ночь (табл. 2.1 и 2.2).
ΣWночь = W19 + W20 + W21 + W22 + W23 + W24 + W1 + W2 + W3 + W4 + W5 + W6
= 0,32 + 0,42 + 0,47 + 0,37 + 0,32 + 0,32 + 0,24 + 0,26 + 0,24 + 0,26 + 0,24 + 0,325
= 3,8кВт.ч
(2.1)
Суммарная энергия в киловатт-часах за световой день,
ΣWдень = W7 + W8 + W9 + W10 + W11 + W12 + W13 + W14 + W15 + W16 + W17 + W18
= 0,2 + 0,53 + 0,35 + 0,475 + 0,35 + 1,75 + 0,2 + 0,485 + 0,425 + 1,8 + 0,2 + 0,29
= 7,05кВт.ч
Суммарное энергопотребление за сутки,
(2.2)
31
ΣWсутки = ΣWдень + ΣWночь = 7,05кВт.ч + 3,8кВт.ч = 10,85кВт.ч
Средняя мощность за ночь (рис. 2.1) Pср ,ночь .
Pср ,ночь =
Σ W ночь
3,8 кВт .ч
=
= 0,3кВт
Т ночь
12 ч
(2.3)
Средняя мощность за световой день,
Pср ,день =
ΣWдень 7,05кВт.ч
=
= 0,6кВт
Т день
12ч
(2.4)
На рис. 2.3 приведен график потребляемой мощности, пик которой достигает 1,8 кВт
из-за включения стиральной машины.
Рис. 2.3. Циклограмма потребляемой мощности с 1 до 24 часа
В Мьянме в жилых домах энергопотребление практически постоянно в течение
всего года. В рассматриваемом доме живёт фермерская семья, поэтому у них нет
выходных дней. Родители работают в поле, а дети занимаются домашним
хозяйством, в это время электропотребления практически нет. В вечернее и ночное
время имеется максимум энергопотребления от АБ.
2.2
Выбор типа аккумуляторной батареи и его система обслуживания
Следующей задачей является выбор типа АБ.
В табл. 2.3 приведены расширенные матричные (табличные) характеристики
аккумуляторов, позволяющие обоснованно, на основе статистического анализа,
выбрать типы АБ согласно [17].
Применительно к табл. 2.4 следует отметить следующее:
32
• внутреннее сопротивление батареи зависит от внутреннего
сопротивления
количества
каждого
элементов
ее
в
элемента,
батарее.
типа
Схема
схемы
защиты
защиты
и
литий-ионных
и литий-полимерных батарей увеличивает их внутреннее сопротивление в
среднем на 100 мОм (0,1 Ом);
• срок
службы
аккумуляторной
батареи
зависит
от
регулярности ее обслуживания и использования лечебных циклов: полный
периодический разряд и заряд;
• срок
службы
зависит
также
и
от
степени
разряда
—
при
частичных разрядах он больше, чем при полных;
• наибольший ток разряда никель-кадмиевых и никель-металлогидридных
батарей
допустим
сразу
же
после
заряда.
Из-за саморазряда никель-кадмиевые батареи теряют 10 % своей емкости в
течение первых 24 часов после заряда, затем снижение емкости составляет
около 10 % каждые 30 дней. Саморазряд увеличивается с ростом
температуры;
• схема или цепь защиты, устанавливаемая внутри литий-ионных и
литий-полимерных аккумуляторных батарей, потребляет около 3 % их
энергии за месяц; типовое значение напряжения на элементе никель-кадмиевых
и
никель-металлогидридных батарей составляет 1,25 В в режиме
холостого хода, а под нагрузкой — 1,2 В;
• допускается
заряд
кислотных
аккумуляторных
батарей
им-
пульсами сильного тока.
• Никель - кадмиевые аккумуляторные батареи имеют наименьшее время
заряда, допускают наибольший ток нагрузки и обладают наименьшим
соотношением цена/срок службы, но в то же время они наиболее критичны к
точному соблюдению требований правильной эксплуатации.
33
Характеристики аккумуляторов
Характеристики
Табл. 2.3
NiCd
NiMH
Типы аккумуляторных батарей
Перезаряж. Гелевые
Li-Ion
СвинцовоLi-Ion
полимерные алкалиновые
кислотные
Энергетическая
плотность, Вт/кг
45...80
60…120
150
110...160
100...130
80
180
Внутреннее
сопротивление,мОм
100...20
(батарея
на6В)
200...300
(батарея
на 6 В)
менее 100
(батарея на
12 В)
150...250
(батарея на
7,2 В)
200...300
(батарея
на7,2 В)
200...2000
(батарея
на 6 В)
менее 100
(батарея
на 12 В)
Число циклов
заряд/разряд до
снижения емкости
на 80 %
1500
300...500
200... 300
500...1000
300...500
50(при сниж.
емк. на 50%)
700
Время быстрого
заряда, ч
1
2...4
8...16
2...4
2...4
2...3
3,5
Допустимый
перезаряд
средний
низкий
высокий
очень низкий
низкий
средний
Саморазряд за
месяц при
комнатной
температуре, %
20
30
5
10
10
0,3
3
Напряжение
на элементе, В
1,25
1,25
2
3,6
3,6
1,5 – 1,6
2
Ток нагрузки
относительно
емкости (С):
- пиковый
- наиболее
приемлемый
20С до
1С
5С до 0,5с
5С до 0,2с
>2С до 1С
>2С до 1С
0,5С до 0,2с
Диапазон рабочих
температур, °С
-40...6О
-20...60
-20...60
-20...60
0...60
0...65
-20...60
Обслуживание через 30...60дн.
60...90дн.
3...6 м-цев
не регл.
не регл.
не регл.
не регл.
Начало производства
1990
1970
1991
1999
1992
1950
низкий
5С до 0,2с
2000
Из известных типов АБ для ФЭУ чаще всего используются свинцовокислотные и гелевые АБ. Выбираем гелевые аккумуляторы из-за уникальных
характеристик: отсутствие регулятора зарядного тока, большое количество циклов
заряда-разряда, допустимость длительного нахождения в разряженном состоянии,
34
низкий саморазряд, возможность эксплуатация в любом положении в жилом
помещении. Установлена возможность использования нового типа АБ (гелевый
аккумулятор) для тропических ФЭУ.
Сейчас они широко используются в электротранспорте, в домашних мощных
системах бесперебойного питания, в альтернативной энергетике. Бурный рост
технологий полимерных АБ скорее всего вытеснит гелевые аккумуляторы из малых
и средних ёмкостей. Но на больших ёмкостях (от 100Ач) батареи из гелевых
аккумуляторов скорее всего будут доминировать ещё очень долго. Гелевые
аккумуляторные батареи требуют только защиты от перезаряда и должны иметь
ограничитель напряжения при заряде, что обеспечивает их максимальный срок
службы свыше 700 циклов заряд-разряд.
Преимущества гелевых аккумуляторных батарей:
•
•
•
•
•
•
•
•
•
•
•
•
•
•
•
•
•
•
абсолютно не требуют обслуживания
возможна их перевозка по воздуху
они защищены от проливания/протечек
не корродируют
имеют высокие показатели при глубоком разряде
их можно устанавливать на бок (возможна 10% потеря мощности)
у них отсутствует газовыделение
их можно использовать рядом с чувствительным электронным оборудованием
у них длительный срок хранения (лучше переносят долгое хранение)
быстрее перезаряжаются (с 0% до 90% за 3,5 часа) – в 7 раз быстрее
аналогичного кислотного аккумулятора
нет ограничения по току при подзарядке до 13,8В
устойчивы к вибрации
повышенная безопасность на море, т.к. не образуется газ в трюме (от
взаимодействия серной кислоты и соленой воды)
многоцелевые: стартерные, глубокого разряда, стационарные
работают во влажных средах… даже на глубине 10 метров под водой
при полном заряде не замерзают при температуре -20°F/-30°C
оптимальная удельная стоимость (цена/кол-во месяцев в эксплуатации)
самая низкая удельная стоимость (цена/кол-во циклов)
35
Особенности гелевых аккумуляторных батарей:
•
•
•
•
высокая начальная стоимость
больший, чем у других, вес
невозможность долить воду при продолжительном перезаряде
необходимость применения автоматических, чувствительных к температуре,
зарядных устройств с регулируемым напряжением, которое должно
ограничиваться для продления срока службы на уровне (13,8-14,1 В максимум
при 20 С°)
2.3
Оптимальный угол наклона солнечной батареи для Мьянмы
(г. Мандалай)
Для получения максимальной мощности СБ важно ориентировать плоскость
СБ на Солнце. Чтобы поглощать максимальное количество солнечной энергии,
плоскость солнечного коллектора должна быть всегда перпендикулярна солнечным
лучам [42]. Однако Солнце освещает земную поверхность в зависимости от времени
суток и года под различным углом. Используется неподвижная СБ, размещаемая на
самой высокой точке на крыше дома. Для монтажа СБ
необходимо знать
оптимальную ориентацию в пространстве в соответствующем районе. Для города
Мандалай с координатами 21° 58′ 37″ Ш 96° 5′ 13″ Д надо определить оптимальный,
постоянный в течение всего года, угол наклона β между горизонтальной
поверхностью и плоскостью СБ (рис.2.4). При угле наклона СБ β=0˚ удельная
энергия равна Эгод β=1861,7 кВт.ч /м2.год [10]. Для угла наклона СБ, равному углу
наклона крыши дома (βкр) β = βкр = 40˚ удельная энергия равна Эгод β=1906,01 кВт.ч
/м2.год. Оптимальный угол наклона крыши дома, обеспечивающий наилучшую
защиту от дождей βкр = 40˚. При наклоне СБ равному широте местности β = 20,88˚,
удельная энергия равна Эгод β=1976 кВт.ч /м2.год (табл.2.4). Угол наклона β=23˚ дает
максимальную годовую солнечную энергию Эгод β=1978 кВт.ч /м2.год [10], но для
такой установки ФЭУ требуется перестройка крыши, которая имеет обычно β = βкр
=40˚.
36
При установке ФЭУ с β = βкр = 40˚ приход солнечной радиации будет меньше с
марта по сентябрь (по сравнению с β=23˚) на 3%. С мая по июль из-за дождя
снижается солнечная радиация на 19% [10].
Рис. 2.4 Угол наклона солнечного модуля, где CP – солнечная радиация
В данной работе предлагается ставить ФЭУ на крыше дома с углом β= βкр =40˚,
который дает годовой приход солнечной энергии Эгод β=1906,01 кВт.ч /м2.год
(табл.2.4).
Рис. 2.5 Суммарная годовая энергия солнечной радиации в год в зависимости от угла наклона
на широте 20,88º
Зависимость годовой энергии солнечной радиации от β
β
ЭГод (
кВт
)
т2
Табл. 2.4
0
10
20
20.88
23
30
40
50
60
70
80
87
1862
1941
1976
1976
1978
1964
1906
1805
1663
1488
1284
1135
37
Представлен оптимальный угол наклона солнечной батареи для города
Мандалай (Мьянма). Суммарная годовая энергия солнечной радиации в год в
зависимости от угла наклона для района с координатами 21° 58′ 37″ Ш 96° 5′ 13″ Д
приведена в табл. 2.4 и на рис. 2.5.
2.4
Выбор конструкции и напряжения автономной фотоэлектрической
установки
Поскольку система с ориентацией СБ на Солнце громоздкая и требует
сложного автоматизированного электропривода, следящего за Солнцем согласно
[43], применяется неподвижная, расположенная на крыше панель СБ с выбранным
углом наклона β = 40˚, к которой параллельно подключается АБ. Так как
потребителям требуется стандартное напряжение 220 В с частотой 50 Гц, между АБ
и
потребителем
будет
использоваться
преобразователь напряжения с
повышающий
стабилизированный
синусоидальной формой. В тёмное время суток
питание преобразователя (инвертора) будет осуществляться от АБ, которая
заряжается днём. Выбор напряжения панели СБ и АБ делается с учётом следующих
соображений:
1.
Обеспечение безопасности СБ и АБ, которая снижается с ростом напряжения.
2.
Достижение надёжности АБ и СБ. В высоковольтных схемах с
напряжением
220 В надёжность снижается.
3.
Высоковольтная АБ имеет большой разброс напряжения между элементами
АБ и требует сложной системы балансировки для предотвращения отказа.
4.
Наиболее
отработанной
конструкцией
АБ
является
автомобильная
герметизированная свинцовая (с абсорбированным электролитом или гелевая) АБ с
напряжением 10÷14 В.
38
Уточнение напряжений АБ и СБ будет сделано после исследования различных
схем преобразователей в пределах 10÷220 В с синусоидальным выходным
напряжением.
2.5 Анализ традиционной структуры автономной фотоэлектрической
установки
На рис. 2.6 приведена предполагаемая структура ФЭУ с источником тока РV1,
имитирующая СБ, аккумуляторной батареей (АБ) и инвертором с повышающим
трансформатором TV.
Аккумуляторная батарея начинает заряжаться, когда напряжение солнечной
батареи за счёт роста освещённости увеличивается до уровня минимального
напряжения АБ, которое составляет 10÷12 В. Выясним, нужен ли повышающий
преобразователь напряжения L2, VT3, VD6 между СБ и АБ (рис.2.6).
Рис. 2.6. Схема замещения ФЭУ с моделью СБ в виде управляемого источника тока РV1 и
преобразователем, повышающим напряжение солнечной батареи L2, VT3, VD6
На рис. 2.7 приведены возможности согласования энергетических характеристик
элементов ФЭУ с учетом внешних условий в тропиках. Это типовые характеристики
тока СБ IСБ (А), напряжения СБ UСБ (В), изменение температуры окружающей среды
39
T (˚C), мощности солнечной радиации в зависимости от времени суток РС(Вт/м2) [3].
Видно, что недобор энергии от СБ происходит с 6 до 7 часов утра и с 17 до 18 часов
вечера, когда UСБ<UАБ и потери энергии пропорциональны площади треугольников а
и б (рис.2.7).
Рис. 2.7. Согласование характеристик СБ с напряжением АБ
в зависимости от освещенности Солнцем.
Рассчитаем максимальный заряд, отдаваемый СБ теоретически за время
освещённости согласно уравнению (2.23).
Qмак ,СБ = I cp ,СБ * t c = 70 A *12ч = 840 Ач
(2.5)
Рассчитаем потери заряда ∆Q в соответствии с рис.4.9, когда U CБ < U АБ .За сутки это
происходит два раза по одному часу.
∆Q утро =
I макс ,∆ * t ∆
2
=
50 A * 1ч
= 25 Ач = ∆Qвечер
2
(2.6)
где I макс,∆ - максимальный ток СБ через 1 час после начала освещения
t∆
- время, когда U CБ < U АБ
40
Рассчитаем суммарную потерю заряда, из-за U CБ < U АБ :
∑
∆
(2.7)
Q = ∆Q утро + ∆Qвечер = 25 Ач + 25 Ач = 50 Ач
Рассчитаем относительное значение потери заряда без преобразователя
ξ=
∑
∆
Q
Q мак ,СБ
=
50 Ач
= 0,02 = 2%
2472 Ач
(2.8)
ζ - доля потери ёмкости
Ради этих 2% потерь применять повышение напряжения нет большой нужды.
В исследованных схемах (рис. 4.2 ÷ 4.7) не использован этот преобразователь, потому
что в результате расчета потерь при отсутствии преобразователя и при его наличии,
оказалось, что при КПД = 0,8 преобразователь не даёт выгоды. Доказана
возможность создания ФЭУ без преобразователя напряжения между СБ и АБ, что
актуально для тропических широт.
Преобразователь на L2, VT3, VD6 (рис.2.6), повышающий напряжение, имеет
КПД ≅ 0,8. Его включение позволяет использовать энергию для заряда АБ с 6 до 7
утра и с 17 до 18 вечера (рис. 2.7). Но потери в повышающем преобразователе L2,
VT3,
VD6
соизмеримы
с
добавочной
энергией,
определяемой
площадью
треугольников а и б (рис.2.7), поэтому используем параллельное соединение СБ и
АБ через диод VD6, отказавшись от L2 и VT3.
2.5.1. Синтезированная структура автономной фотоэлектрической установки
ФЭУ для коттеджа с учетом проведенного анализа элементов содержит
первичный источник - солнечную батарею (СБ) (рис. 2.8), размещенную на крыше и
постоянно ориентированную на юг с выбранным углом наклона β = 40˚,
аккумулятор
и
аппаратуру
регулирования
и
инвертирования
постоянного
напряжения в переменное - инвертор. Задача исследования состояла в определении
оптимального напряжения АБ и СБ, типа преобразователя напряжения при
фиксированных
параметрах
нагрузки.
Следует
проанализировать
ФЭУ
с
напряжением АБ и СБ между 14 В и 220 В с инвертором в переменное напряжение
41
220 В с частотой 50 Гц и синусоидальной формой с искажением меньше KГ(UH) ≤ 10
%. Защиту АБ от перенапряжения обеспечивает "блок защиты АБ".
Рис. 2.8. Исследованная структурная схема ФЭУ в Simulink
Выводы
1.
Выбрана структура ФЭУ с наиболее простой схемой защиты и управления АБ
без повышающего напряжение преобразователя между СБ и АБ. Несмотря на
оптимальный угол наклона СБ на приход солнечной радиации β=23˚, которая дает
годовой приход солнечной энергии 1977 кВт.ч/m2 в год, СБ установлена на крыше с
углом наклона β = 40˚, что обеспечивает 1906 кВт.ч/m2 в год и обеспечивает защиту
от ливней. При установке СБ на крыше использование солнечной энергии возможно
в удаленных районах Мьянмы.
2.
Доказана возможность создания ФЭУ без преобразователя напряжения между
СБ и АБ, что актуально для тропических широт.
3.
На основе статистического анализа выбрана гелевая АБ из 7 типов АБ по
критерию: отсутствие обслуживания, максимальная энергетическая плотность до 180
Вт/кг. Выбран способ защиты АБ от перенапряжения закорачиванием СБ.
42
ГЛАВА 3
РАСЧЕТ ПЛОЩАДИ СОЛНЕЧНОЙ БАТАРЕИ И ЁМКОСТИ
АККУМУЛЯТОРНОЙ БАТАРЕИ
Далее следует решить следующие вопросы, относящиеся к синтезированной
структуре ФЭУ (Рис. 2.8):
1.
Расчёт энергобаланса системы ФЭУ, разработка модели СБ и АБ,
инвертора и нагрузки.
2.
Создание
оригинальной
модели
СБ
в
Маtlab
Simulink
в
разделе
SimPowerSystem.
3.
Анализ 6 типов СБ для выбора оптимального варианта.
3.1.
Выбор типа солнечной батареи
На основе известных публикации [54] введены расширенные матричные
(табличные)
характеристики
СБ,
позволяющие
обоснованно,
на
основе
статистического анализа, выбрать типы СБ. В первую группу фотоэлектрических
преобразователей входят кристаллические СБ, во вторую - тонкоплёночные СБ.
Производство структур на основе монокристаллического кремния – процесс
технологически сложный и дорогостоящий. Поэтому внимание было обращено на
такие материалы, как сплавы на основе аморфного кремния a-Si:H, арсенид галлия и
поликристаллические полупроводники.
Тонкопленочные солнечные элементы (СЭ) могут состоять из нескольких
тонких слоев фотоэлектрических материалов. Диапазон толщины таких слоев от
нескольких нанометров до десятков микрометров. Тонкопленочные солнечные
элементы бывают разных видов: их производят на основе 1. кремния (TF-Si) 2.
теллурида кадмия (CdTe) 3. соединения меди с индием и селенидом галлия
(CuInGaS) 4. диоксида титана (TiO2).
43
На рис. 3.1, в табл.3.1 и на рис 3.2 впервые приведены ВАХ различных
солнечных элементов в одном масштабе.
Рис.3.1. Вольт-амперные характеристики для разных типов СБ
Вольт-амперные характеристики для разных типов СБ
Тип СБ
IКЗ(мА/cм2) UXX(B) Iопт(мА/cм2)
Табл. 3.1
Uопт(В)
Pмах(мВт/cм2)
ζ (КЗ)
η (%)
C-Si
42,2
0,672
40,4
0,59
23,85
0,842
24
AsGa
28,2
1,034
27,422
0,942
25,826
0,886
26
poly-Si
38,1
0,644
36,409
0,564
20,54
0,837
20,5
a-Si
19,4
0,723
18,619
0,64
11,916
0,85
11,9
CuInGaSe2
35,7
0,66
34,120
0,58
19,791
0,84
19
CdTe
25,9
0,726
24,882
0,643
15,995
0,851
16
В табл. 3.1: I КЗ - удельный ток короткого замыкания,
U xx -
напряжение
холостого хода, I ОПТ - удельный оптимальный ток, U ОПТ - оптимальное напряжение,
Pmax - удельная максимальная мощность, ζ - коэффициент заполнения, η - КПД в
точке максимальной мощности.
44
Рис. 3.2. Теоретический предел для удельного тока короткого
замыкания солнечного элемента
Из данных табл. 3.1 следует, что наибольший КПД имеют два типа СБ: С-Si и
AsGa. AsGa более дорогой чем С-Si, изготавливается по специальному заказу,
поэтому для ФЭУ выбрана кристаллическая С-Si СБ. Коэффициент заполнения отношение максимальной мощности к произведению тока короткого замыкания на
напряжение холостого хода солнечного элемента (СЭ). Это является ключевым
параметром в оценке эффективности работы солнечных батарей. Типичные
коммерческие солнечные панели имеют коэффициент заполнения > 0,70, в то время
как солнечные панели дешевого класса B имеют коэффициент заполнения в
диапазоне от 0,4 до 0,7. Солнечная панель с высоким коэффициентом заполнения
имеет меньше потерь из-за последовательных и параллельных сопротивлений. На
рис. 3.3 показана зависимость выходного тока и мощности СЭ от напряжения.
На рис. 3.3 построена характеристика мощности СЭ P=IСЭ·UСЭ, генерируемой
при изменении выходного напряжения от U ХХ до нуля. Из этой характеристики
видно, что имеется всего одна точка С, в которой будет максимальная генерируемая
мощность с наибольшим значением
Pmax (точка
С). Эта точка называется
оптимальной рабочей точкой ВАХ СЭ, а напряжение и ток в этой точке –
соответственно оптимальным напряжением U ОПТ и оптимальным током I ОПТ . При
45
проектировании автономной ФЭУ стараются обеспечить работу СБ именно в этой
точке.
ζ =
I ОПТ *U ОПТ площадь( А)
=
= Кi ⋅ Кu ,
I КЗ * U ХХ
площадь( В )
где К i =
(3.1)
I ОПТ
U
, К u = ОПТ . Для АsGa СБ относительное значение оптимального тока и
I КЗ
U XX
напряжения коэффициента заполнения ζ = 0,75 ÷ 0,89.
Рис. 3.3. Вольт-амперная характеристика и мощность СЭ
Для выбранной С-Si СБ ζ= 0,8 ÷ 0,84, что учитывается в дальнейшем. КПД
определяется как отношение мощности, вырабатываемой СЭ, к мощности
падающего солнечного излучения. КПД СЭ зависит от спектра, интенсивности
падающего солнечного излучения и температуры СЭ. Для сравнения двух СЭ нужно
их испытать при принятых стандартных условиях. Наземные СЭ испытываются при
воздушной массе АМ1.5 и температуре 25ºС, т.е. в средних широтах при высоте
Солнца 41º 49'. CЭ, предназначенные для использования в космосе, измеряются при
воздушной массе АМ0, т.е. в околоземном космическом пространстве. Обычно
энергетические характеристики СБ определяются при номинальном условии
освещения ( PC = 1000 W m ). Эффективность панели, как правило, на 1÷3% ниже, чем
2
эффективность солнечного элемента за счет отражения стекла, рамы, затенения,
более высоких температур и т.д.
46
КПД (%) =
U ХХ * I КЗ * ζ
.
РC
(3.2)
Для разных типов СБ КПД приведён в табл. 3.2 [15].
Табл. 3.2
Тип СБ
Коэффициент полезного действия
Кремниевые
Si (кристаллический)
Si (поликристаллический)
Si (тонкопленочная передача)
Si (тонкопленочный субмодуль)
24,7
20,3
16,6
10,4
Арсенид-галлиевые
GaAs (кристаллический)
GaAs (тонкопленочный)
GaAs (поликристаллический)
25,1
24,5
18,2
Тонкие пленки халькогенидов
СIGS (фотоэлемент)
СIGS (субмодуль)
CdTe (фотоэлемент)
19,9
16,6
16,5
Аморфный/Нанокристаллический кремний
Si (аморфный)
Si (нанокристаллический)
9,5
10,1
Фотохимические
На базе органических красителей
На базе органических (субмодуль)
10,4
7,9
Органичекие
Органический полимер
5,15
Многослойные
GaInP/GaAs/Ge
GaInP/GaAs
GaAs/CIS (тонкопленочный)
a-Si/mc-Si (тонкий субмодуль)
32
30,3
25,8
11,7
Многообразие разработанных типов СБ позволяет выбирать СБ наиболее,
подходящий для условий Мьянмы по критерию: стоимость, срок службы, КПД,
доступность.
47
3.2. Влияние температуры окружающей среды на характеристики
солнечной батареи
Основной
особенностью
СБ
при
рабочем
режиме
является
сильная
зависимость электрической мощности от внешних условий, температуры и
интенсивности фототока IФ. Ток IСЭ СЭ линейно зависит от интенсивности светового
потока,
I СЭ = I Ф − I д ( e
где;
IФ
-
qU СЭ
kT
− 1) ,
светового
тока,
(3.3)
Iд
-
ток
насыщения,
(q = 1,60217646 * 10 −19 C ) , k – постоянная Больцмана
q
–
заряд
электрона
(k = 1,3806503 * 10 −23 J / K ) , Т –
абсолютная температура, o K .
Согласно с [14] напряжение СЭ UСЭ при комнатной температуре T = 293 o K
возрастает по логарифмическому закону с увеличением интенсивности фототока IФ.
Вольт-амперную характеристику СБ можно построить из формулы (3.3)
U СЭ =
 I ф − I СЭ
k *T
* ln
q
 Iд

 + 1 ,

(3.4)
Уравнение (3.4) показывает, что напряжение СЭ зависит от фототока, тока
насыщения и температуры. Ток насыщения I д зависит от носителей заряда
рекомбинации в СЭ. Для высококачественного кристаллического СЭ на основе
кремния напряжение холостого хода Uxx достигает 730 мВ, а для типичного
коммерческого СЭ на основе поликристаллического кремния в мультипрозрачном
корпусе типично значение 600mB . Напряжение холостого хода используется ниже
при создании модели СЭ.
Представим фототок СБ IФ в зависимости от температуры и освещённости
следующим образом:
I ф = ( I ф,н + К i * ∆T ) *
G
,
GH
(3.5)
48
где; ∆Т=Т-TH , Т – текущая температура, TH- номинальная температура 25ºC, Кi температурный коэффициент по току, G – текущее освещение от Солнца. GH номинальное освещение PC = 1000 Вт м , IФ,Н - номинальный фототок при температуре
2
25o C и при GH.
Согласно с [41,44] можно рассчитать диодный ток СБ I д в зависимости от
температуры;
I д = I д ,н * (
 q * ∆W
Tн 3
1 1 
) exp 
* ( − ) ,
T
Tн T 
 a*К
(3.6)
где ∆W = 1,2еB - энергия, соответствующая ширине запрещенной зоны, а - параметр,
обеспечивающий согласование с реальными характеристиками СБ и равный 1.3 [13]
I д ,н - номинальный диодный ток:
I д ,н =
I кз , СБ , н
,
U хх ,СБ , н
еxp (
)−1
аV t , н
(3.7)
В формуле 3.7 обозначено: U хх , СБ , н - напряжение холостого хода при
стандартных условиях (при 1000 Вт м
Vt ,н =
2
и
25 • с ), температурный потенциал Vt ,н ;
Ns * k * T
. В котором параметры К, Т и q обозначены выше, а N s = количество
q
последовательно соединённых СЭ в модуль.
Напряжение холостого хода кремниевого элемента линейно зависит от
температуры в соответствии с [14].
∆U xx ∆T = 2,8 *10 −3 B C o .
(3.8)
Это соответствует уменьшению напряжения холостого хода на 0,5% при
увеличении темперaтуры на 1ºС. Ток короткого замыкания I КЗ кремниевого
элемента меньше зависит от температуры, он возрастает на (1,5 ÷3) 10 −5 А при
увеличении температуры на 1ºС, поэтому зависимость выходной мощности от
49
температуры
в основном
определяется
зависимостью
напряжения
U ХХ
от
температуры.
Температурные коэффициенты тока К i = (
Кu = (
dI КЗ
) и напряжения холостого хода
dT
dU XX
) зависят от многих факторов, например, от материала, из которого
dT
изготовлен элемент СБ, от конструкции солнечного элемента и технологии
изготовления. Усреднённые значения температурных коэффициентов согласно [14]
следующие:
для Si элементов
(dU ХХ dT ) / U ХХ (60C o ) = −0,005 / C o ;
(dI КЗ dT ) / I КЗ (60C o ) = 0,001 ÷ 0,002 / C o ;
(3.9)
для AsGa элементов
(dU ХХ dT ) / U ХХ (75C o ) = −0,0019 / C o ;
(dI КЗ dT ) / I КЗ (60C o ) = 0,0016 / C o ;
(3.10)
На рис.3.4 и в табл.3.3 представлены ВАХ для двух типов СБ (С-Si, AsGa) в
зависимости от температуры окружающей среды согласно уравнениям (3.9 и 3.10).
Построены ВАХ при разных температурах от -60 ºС до + 60ºС. Для Si элементов
влияние температуры сильнее сказывается на напряжении холостого хода U ХХ , чем
на токе I КЗ ; для GaAs элементов температурные коэффициенты приблизительно
равны.
На
практике
часто
используется
B
U XX ,Модуль = К i ( o ) * [Tн ( o C ) − Т ( o C )] + U хх ,СБ ,н ( B ) ,
C
где
следующее
выражение
(3.11)
U XX ,Модуль - напряжение холостого хода при данной температуре,
[16,45]:
50
Рис. 3.4. Влияние температуры на вольт-амперные характеристики СБ
Табл. 3.3
Результаты расчёта параметров СБ при изменении температуры окружающей среды
Тип
Температура
СБ
СБ, TСБ(ºС)
Si
Напряжение
холостого
хода, Uxx(В)
Ток
короткого
замыкания,
Iкз (А)
Напряжение в
точке
максимальной
мощности,
Uопт(В)
Ток в точке
Мощность в
максимальной
точке Uопт и
мощности, Iопт
Iопт,
(А)
РСБ,мак(кВт)
-60
22,2
184,6
19,3
175,4
3,39
AsGa -60
19,9
189,2
17,6
172,1
3,03
Si
25
15,4
193,5
13,5
183,8
2,47
AsGa
25
15,4
193,5
13,5
183,8
2,47
Si
60
8,72
202,2
7,58
192,1
1,46
AsGa 60
10,9
198,7
9,64
180,8
1,73
При изменении температуры от +60°С до -60°С напряжение С-Si СБ
увеличивается в 2,54 раза, что приводит к увеличению мощности в 1,75 ÷ 2,3 раза.
Это является основанием для более широкого использования ФЭУ в горных районах
Мьянмы. Расчёт ВАХ СБ может быть проведен по формулам (3.4 ÷ 3.11).
51
3.3. Моделирование солнечной батареи в программе Simulink и в
разделе SimPowerSystem
Предложена универсальная модель солнечной батареи, совместимая с
разделом SimPowerSystems в программе Matlab, позволяющая моделировать систему
электроснабжения
с
учетом
изменения
солнечной
радиации,
температуры
окружающей среды. Особенность модели – вольт-амперная характеристика СБ
проходит по трём точкам: напряжение холостого хода, ток короткого замыкания,
точка максимальной мощности СБ [6, 5, 4]. Модель СБ состоит из источника тока
PV1 (рис. 3.5) , равного току короткого замыкания СБ, источника напряжения U,
резистора r и диода VD, значения которых рассчитаны из ниже приведенных
уравнений. Для модели СБ с близкой к реальной вольт-амперной характеристикой
рассчитаем значение её параметров (рис. 3.5):
На холостом ходу:
(3.12)
U ХХ = U + U VD + I КЗ * r
В точке максимальной мощности:
(3.13)
( I кз − I ОПТ ) * r + U VD + U = U ОПТ
Из уравнений (3.12 и 3.13) рассчитаем неизвестные параметры U и r :
U = U ХХ
r=
( К i + К u − 1)
− U VD
Кi
(3.14)
U ХХ 1 − К u
(
)
I КЗ
Кi
(3.15)
Рис. 3.5. Модель СБ
52
Использованы ранее неизвестные модели СБ, адаптированные к разделу
SimPowerSystem, позволяющие исследовать работу параллельно с другими
источниками энергии (рис. 3.5). При моделировании СБ, напряжение и ток в точке
максимальной мощности соответствуют реальной вольт-амперной характеристике.
Напряжение нагрузки U H - напряжение на сопротивление R2 , значение напряжения
источника U меньше U H .
Специально разработан показанный на рис. 3.6 блок (РV solar cell3), который
при моделировании дает точную ВАХ СБ (рис. 3.10).
Рис. 3.6. Трёхточечная модель СБ
Особенность модели – можно моделировать не только солнечный элемент, но
и солнечный модуль, зная ток короткого замыкания и напряжение холостого хода.
При моделировании используют ВАХ с соответствующим значением тока и
напряжения (рис.3.7).
Рис. 3.7. ВАХ СБ
53
Данная модель предназначена для моделирования СЭ в соответствии с
уравнением (3.4). Чтобы создать модель СЭ, сначала надо написать математические
уравнения в М-file, согласно с уравнениями (3.2, 3.4, 3.5, 3.6, 3.7, 3.11). Создание Mfile показано в приложении П.7. После этого можно создать блок (РV solar cell3). Для
создания модели выбирается блок Subsystem в разделе Simulink\Ports & Subsystems,
затем надо нажать правую кнопку и выбрать функцию Mask Subsystem (рис. 3.8).
Когда готов М-file (расчёт в виде текста), надо его копировать и ввести текст из Mfile в поле Initialization commands, как показано на рис. 3.8.
Рис. 3.8. Окно параметров блока Subsystem\Initialization
Чтобы сделать нужные параметры переменными, можно выбрать в поле
Parameters U XX и I КЗ как показано на рис. 3.9.
Рис. 3.9. Окно параметров блока Subsystem\Parameters
54
Чтобы заработал блок (PV solar cell 3) в разделе SimPowerSystem, его надо
соединить с другими управляемыми источниками, как показано на рис. 3.11.
Моделирование
солнечного
модуля
показано
на
рис.
3.12.
Результаты
моделирования СЭ показаны на рис. 3.10. Другие параметры, например,
коэффициент заполнения ζ (КЗ) (%), коэффициент полезного действия ( КПД ),
температурный коэффициент напряжения и тока можно увидеть в рабочем поле в
Matlab в таком виде:
Рис. 3.10. Окно параметров ВАХ СБ
55
Рис. 3.11. Схема включения "PV Solar cell3" в SimPowerSystem
Рис. 3.12. Включение солнечного модуля "PV Solar cell3" в SimPowerSystem
ВАХ СЭ (см. рис. 3.5) обозначена пунктиром на рис.3.13, а сплошной линией здесь
же обозначена ВАХ СЭ (см. рис. 3.11).
Рис. 3.13. ВАХ по рис.3.5 и 3.11
56
Создана
модель
ФЭУ,
адаптированная
к
эксплуатации
в
условиях
тропического климата. В разделе SimPowerSystem не было готовой модели СЭ. Эта
модель (рис.3.11) создана для получения ВАХ автоматически с более точными
результатами со сравнению с рис. 3.5 и легко соединяется с другими элементами
SimPowerSystem. Рекомендуется в перспективе использовать модель СБ (рис. 3.11)
для исследования
ФЭУ. Разработаны и внедрены
в учебный процесс кафедры
ЭКАОиЭТ модели и программа моделирования СБ и ФЭУ.
3.4.
Баланс энергии фотоэлектрической установки
Баланс энергии проведен для суточного потребления согласно табл. 2.1 и 2.2.
СБ начинает заряжать АБ, когда освещённость возрастает и U XX ,СБ становится
больше U АБ , мини . В процессе заряда АБ рабочая точка (рис. 3.14) перемещается из
точки 2 в точку 1.
Рис. 3.14. Согласование характеристик СБ и АБ
При этом зарядный ток АБ уменьшается от значения I КЗ до оптимального
значения I ОПТ и далее уменьшается до нуля точка 1 U xx ,СБ = U макс , АБ . В данном проекте
57
ФЭУ работает c ограничением напряжения АБ. При разрядном напряжении АБ,
U АБ = 12 В средний разрядный ток АБ I ср , раз ,ночь (А) равен:
I ср , раз ,ночь =
Pср ,ночь
U AБ
=
0,3кВт
= 25 А
12 В
(3.16)
Средний разрядный ток на нагрузку днём (рис. 3.15 ) I ср , раз ,день ;
I ср , раз ,день =
Pср ,день
U AБ
=
0,6кВт
= 50 А
12 В
(3.17)
Рис. 3.15. Циклограмма тока нагрузки
КПД для свинцовых АБ η Разряд = 0,85 . Разрядная ёмкость АБ для ночной экспозиции
Q АБ , раз ,ночь (А.ч) с учётом КПД разряда и Tночь = Tдень = 12часов :
Q АБ , раз , ночь =
I ср , раз ,ночь * Tночь
η Разряд
=
25 А * 12ч
= 352,94 А.ч
0,85
(3.18)
Разрядная ёмкость АБ на нагрузку днём Q АБ , раз ,день (А.ч),
Q АБ , раз ,день = I ср , раз ,день * Tдень = 50 А * 12ч = 600 Ач
(3.19)
Суммарный заряд, отдаваемый СБ днём на заряд АБ и питание нагрузки ΣQCБ (Ач):
ΣQCБ = Q АБ , раз , ночь + Q АБ , раз ,день = 353 Ач + 600 Ач = 953 Ач
(3.20)
Среднее значение тока СБ I ср ,СБ (А);
I ср ,СБ =
ΣQCБ 953 Ач
=
= 79 А
Tдень
12ч
(3.21)
58
Максимальное значение отдаваемого тока СБ определяет габариты СБ. Для
неориентируемых СБ среднее значение тока, изменяется по синусоидальному
закону:
I ср ,СБ =
2
π
(3.22)
* I макс ,СБ = 0,64 I макс ,СБ ( А)
Из уравнения (3.22) определяем максимальный ток СБ: при пренебрежении
потерями энергии при U СБ < U АБ :
I макс,СБ =
I ср ,СБ
0,64
=
79 А
= 123 А
0,64
(3.23)
3.4.1. Расчёт площади солнечной батареи
Максимальная удельная мощность, отдаваемая СБ из С-Si РСБ (
РСБ = Рс * η = 1000
Вт
).
м2
Вт
Bт
* 0,24 = 240 2
2
м
м
(3.24)
Средняя удельная мощность СБ PСБС будет равна:
РСБС = РСБ *
t день
Вт 12ч
Вт
= 240 2 *
= 120 2
t день + t ночь
24ч
м
м
(3.25)
Средняя мощность нагрузки РНС (Вт) за 24 часа:
Р НС = Pср , ночь + Pср ,день = 0,3кВт + 0,6кВт = 0,9кВт
(3.26)
Из равенства средней мощности нагрузки и средней удельной мощности СБ
рассчитаем площадь СБ S СБ :
S СБ =
Р НС 900 Вт
=
= 7,5 м 2
РСБС 120 Вт 2
м
(3.27)
В табл. 3.4 приведены результаты расчёта параметров ФЭУ для 6 типов СЭ с
использованием разработанной модели солнечного модуля (рис. 3.12).
Результаты уточненного расчёта площади шести разных типов СБ
Табл. 3.4
59
При расчете площадь С-Si СБ с моделью (см. рис. 3.12) получилось SСБ = 8,82
м2 (табл.3.4), в 1.02 раза больше площади, рассчитанной на основе энергобаланса
(3.27). Это связано с тем, что нами было сделано уточнение расчёта внутренних
параметров СЭ. Из 6-ти типов СБ наиболее доступна на рынке СБ из С-Si, которая
используется для коттеджей.
3.4.2. Проектирование солнечного модуля из рыночных элементов
При проектировании использовали солнечный элемент со следующими
электрическими характеристиками табл. 3.5. Ток короткого замыкания солнечного
модуля I СБ , КЗ рассчитаем через коэффициент по току Ki =
учётом (3.23) : I СБ , КЗ =
I МАКС ,CБ
Кi
=
Iр
I КЗ
=
1,6
= 0,842 (табл. 3.5) с
1,9
123
= 146 A
0,842
Табл. 3.5
60
Напряжение
холостого
хода
коэффициент по напряжению Ku =
U СБ , ХХ =
U CБ ,ОПТ
Кu
=
солнечного
модуля
U СБ , ХХ
рассчитаем
через
0,47
UP
=
= 0,783 (табл. 3.5) с учётом U СБ ,ОПТ = 12 В ,
0,6
U XX
12 B
= 15,32 B
0,783
(3.28)
Рассчитаем количество последовательно соединённых СЭ N CЭ :
N CЭ =
U CБ ,ОПТ
U CЭ ,О
=
12 В
= 25,5 ≅ 26
0,47 В
(3.29)
Рассчитаем количество параллельно соединённых СЭ M CЭ с учётом (табл. 3.5)
I P = I CЭ ,ОПТ и I МАКС ,CБ = I CБ ,ОПТ :
M CЭ =
I CБ ,ОПТ
I CЭ ,ОПТ
=
123 A
= 76,87 ≅ 77
1,6 A
(3.30)
Суммарное количество СЭ
∑ CЭ = N CЭ * M CЭ = 26 * 77 = 2002
(3.31)
Рассчитаем длину солнечного модуля,
l CБ = M CЭ * 78тт = 77 * 78mm = 6т
(3.32)
Рассчитаем ширину солнечного модуля,
bСБ = N CЭ * 78тт = 26 * 78mm = 2т
(3.33)
Площадь солнечного модуля,
S CБ = l CБ * bСБ = 6т * 2т = 12 м 2
(3.34)
Увеличение площади СБ с 7,5 m 2 (3.27) до 12 m 2 (3.34) объясняется использованием
рыночной СБ с низким КПД .
61
3.5 Расчёт рабочей циклограммы ёмкости аккумуляторной батареи
Чтобы построить циклограмму ёмкости Qц, сначала надо подсчитать зарядную
и разрядную ёмкость: + Q AБ - заряд АБ, а − Q AБ - разряд (табл. 3.6). Рассчитаем за
каждый час приращение зарядной и разрядной ёмкости АБ:
(3.35)
Q AБ = (QСБ − QH )( Aч)
Расчёт зарядной и разрядной ёмкости АБ.
Время (Ч)
1
2
3
4
5
6
7
8
9
10
11
12
13
14
15
16
17
18
19
20
21
22
23
24
Отдаваемый
заряд СБ,
QCБ (Ач)
0
0
0
0
0
0
40,8
61,7
83
105
127
142
131
109
88
64,6
42
0
0
0
0
0
0
0
Принимаемый
нагрузкой
заряд, QH (Ач)
(при АБ =12)
20
21,7
20
21,7
20
27,1
16,7
44,2
29,2
39,6
29,2
146
16,7
40,4
35,4
150
16.7
24.2
26,7
35
39,2
30,8
26,7
26,7
Табл. 3.6
Зарядные
и разрядные
Ёмкости АБ
(приращение)
-20
-21,7
-20
-21,7
-20
-27,1
24,1
17,5
53,8
65,4
97,8
-4
114.3
68,6
52,6
-85,4
25,3
-24,2
-26,7
-35
-39,2
-30,8
-26,7
-26,7
Ёмкость АБ, QAБ (Ач)
(фактическая)
201
179
159
137
117
90
24
42
96
161
259
255
369
438
490
405
430
406
379
344
305
274
248
221
Рассчитаем циклируемую ёмкость при минимальной ёмкости АБ – 24Ач и
максимальной ёмкости АБ - 490 Ач (табл. 3.6).
Получаем циклируемую ёмкость Qц,
62
Qц = ∆QАБ = Qмакс – Qмини = 490 – 24 = 466 ≈ 470 А.ч
Для обеспечения длительного срока службы, у обычных AGM батарей цикл
заряд-разряда должен быть менее 30% номинальной емкости АБ, а гелевые
аккумуляторы допускают до 80% циклов заряд-разряда от номинальной емкости
согласно [38, 39]. В данном проекте для увеличения срока службы аккумулятора
задаем цикл заряд-разряда Qц = 0,5·QH (Aч).
Рассчитаем номинальную емкость АБ:
QH = 2 · Qц = 2 · 470 = 940 ≈ 1000 Ач
(3.36)
Рассчитанная емкость QH=1000 Ач позволяет увеличить срок службы аккумулятора
благодаря тому, что такая емкость обеспечивает до 50% циклов заряд-разряда, что
показано на циклограмме ёмкости АБ (рис. 3.16), хотя по техническим параметрам
эти батареи допускают до 80 % циклов заряд-разряда от номинальной емкости.
Рис. 3.16. Циклограмма ёмкости АБ
Если используется АБ марки DELTA (GX 12-200) см. (П.1), у которой
номинальная ёмкость 200Ач и масса 65 кг, то количество параллельно соединённых
АБ n АБ :
N АБ =
QH
1000
=
=5
200 Aч 200
Последовательно соединённых АБ нет, т.к напряжение аккумулятора равно
номинальному U АБ = 12 В . Общая масса АБ: m АБ = N AБ * 65кГ = 325кГ .
63
3.5.1. Расчёт номинальной ёмкости аккумуляторной батареи по её
зарядному току
Зарядную ёмкость в соответствии с зарядным током
I Зряд , АБ согласно [40]:
I Зряд , АБ = 0,1 * QЗаряд , АБ ,
(3.37)
Исходя из этого уравнения QЗаряд, АБ = I Зряд , АБ *10 , средний зарядный ток АБ за период
освещённости (от 6 до 18 часов) из табл.3.6.
I Зряд , АБ (средний) =
QCБ − Q H 994 - 615
=
= 31,6 A
Tдень
12
Зарядная ёмкость QЗаряд , АБ (Ач);
QЗаряд , АБ = I Зряд , АБ (средний) * 10 = 32 * 10 = 320 Aч
(3.38)
Допустим, что номинальная ёмкость АБ равна его максимальной ёмкости. Возьмём
АБ марки DELTA (GX 12-200) см. (П.1), у которой номинальная ёмкость 200Ач и
масса 65 кг. В этом случае количество параллельно соединённых АБ N АБ :
N АБ =
Q Заряд, АБ
200 Aч
=
320
= 1,6 ≅ 2
200
Последовательно соединённых АБ здесь не будет, т.к напряжение аккумулятора
равно номинальному U АБ = 12 В . Общая масса АБ: m АБ = N АБ * 65кГ = 130кГ .
3.5.2. Расчёт номинальной ёмкости аккумуляторной батареи по
разрядному току
Разрядный ток согласно с [17] в соответствии с выбранной АБ I Разряд, АБ :
Iразряд (допустимый)=0,1·QH (выбранной АБ)
(3.39)
Возьмём АБ марки DELTA (GX 12-200), у которой номинальная ёмкость 200
Ач и масса 65 кг. В этом случае допустимый разрядный ток будет I Разряд, АБ = 20 А . Из
циклограммы нагрузки (табл. 3.6) следует, что максимальный разрядный ток
I Разряд , АБ ( максимальный ) = 85,4 А .
64
Количество параллельно соединённых АБ n АБ :
N АБ =
I Разряд , АБ ( максимальный )
I Разряд , АБ
=
85,4
= 4,27 ≅ 5
20
Общая масса АБ: m АБ = N АБ * 65кГ = 325кГ .
Расчёт зарядной ёмкости АБ существует в нескольких вариантах в
зависимости от режима эксплуатации. Согласно уравнениям 3.36, 3.38 и 3.39
результаты расчёта параметров АБ приведены в табл. 3.7: ёмкость,
количество
параллельно соединённых АБ, суммарная масса АБ.
Табл. 3.7
Результаты расчета ёмкости АБ по трём методам
Методы расчёта ёмкости АБ
Расчётная
ёмкость АБ
Q АБ (Ач)
1.
QАБ = (QСБ – QH)
1000
Количество
параллельно
соединённых АБ
N АБ
5
2.
3.
Iзаряд,АБ = 0,1*Qзаряд,АБ
Iразряд (допустимый) = 0,1*QH(выбранной АБ)
320
1000
2
5
Суммарная
Масса АБ
m АБ (кГ )
325
130
325
Для обеспечения длительного срока службы АБ и сокращения диапазона
изменения напряжения АБ выбираем максимальную ёмкость 1000 Ач, рассчитанную
по уравнению (3.36), чтобы была минимальная глубина разряда ёмкости АБ. Это
связано с тем, что, как правило, чем больше максимальная глубина разряда ёмкости
АБ, тем меньше срок службы АБ.
Поэтому при моделировании АБ в разделе
SimPowerSystem для дальнейшего проектирования ФЭУ, из табл. 3.7 выбираем
наихудший вариант расчёта номинальной ёмкости АБ QАБ = 1000 (Ач), т.е NАБ = 5.
Выводы
1.
Введены
расширенные
матричные
(табличные)
характеристики
СБ,
позволяющие обоснованно, на основе статистического анализа, выбрать типы СБ,
походящие для тропических условий.
65
2.
Были проанализированы ВАХ двух типов СЭ: C-Si и АsGa, при изменении
температуры в широком диапазоне от -60 ºС до + 60ºС. Исследование показало, что
напряжение AsGa СБ при изменении плюсовой температуры до 60ºС меньше зависит
от температуры, чем у С-Si. В идеале для тропических условий надо выбирать AsGa
СБ, которая имеет малый температурный коэффициент по напряжению К u , но, она
почти в 2 раза дороже, чем C-Si и отсутствует в свободной торговле.
3.
Предложена универсальная модель солнечной батареи, совместимая с
разделом SimPowerSystems в программе Matlab, позволяющая моделировать систему
электроснабжения
с
учетом
изменения
солнечной
радиации,
температуры
окружающей среды. В разделе SimPowerSystem создана оригинальная модель СБ,
ВАХ которой проходит по трём точкам. На основе известных математических
уравнений мы создали идеальную модель СБ и сравнили с результатами
оригинальной модели. Результаты показали, что оригинальная модель близка к
реальной ВАХ СБ. Поэтому рекомендуется для дальнейшего исследования и
моделирования использовать оригинальную модель СБ.
4.
Рассчитана площадь СБ на основе равенства средней мощности нагрузки и
средней удельной мощности СБ - S CБ = 7,05 м 2 , на основе идеальной модели S CБ = 7,34 м 2 , и по характеристикам рыночного СЭ - S CБ = 12м 2 . Это объясняется тем,
что хотя теоретически КПД С-Si CЭ составляет 24%, но наиболее доступные на
рынке СБ имеют КПД 15%. Учитывая доступность на рынке Мьянмы, где в
основном продаются СБ с небольшим КПД, для проектирования ФЭУ используем
СБ с КПД= 15%, т.е с площадью S CБ = 12м 2 .
5.
Для выбора ёмкости АБ мы использовали 3 варианта расчёта: по зарядному
току, по разрядному току и по энергобалансу. Был выбран вариант с наибольшей
номинальной ёмкостью АБ Q АБ = 1000( Ач) , т.е N АБ = 5 .
66
ГЛАВА 4
ИНВЕРТОР НАПРЯЖЕНИЯ И ХАРАКТЕРИСТИКИ
ФОТОЭЛЕКТРИЧЕСКОЙ УСТАНОВКИ ДЛЯ
КОТТЕДЖА
4.1. Решаемые вопросы при создании фотоэлектрической установки
1.
Исследование
методов
формирования
синусоидального
выходного
напряжения инвертора с широтно-импульсным регулированием напряжения.
Обеспечение
точности
поддержания
выходного
напряжения
UH
(±5%)
и
коэффициента гармоник KГ меньше 10% при изменении нагрузки от номинального
значения до холостого хода.
2.
Выбор напряжения АБ и СБ (низковольтный или высоковольтный вариант) на
основе
следующих
показателей:
отсутствие
перенапряжений,
габариты
трансформатора, величина обратных токов через диоды, напряжение СБ с учетом
расположения её на крыше дома для обеспечения безопасности и форма выходного
напряжения. Исследовалось 8 вариантов схем инверторов.
3.
Расчет и моделирование трансформатора инвертора с учётом нелинейности и
гистерезисной характеристики сердечника силового трансформатора.
4.
Исследование конструкции трансформатора инвертора,
совмещающего
функцию дросселя резонансного контура.
5.
Расчёт параметров и технико-экономических характеристик инвертора.
Напряжение АБ и СБ выбиралось между 14 В и 220 В и инвертировалось в
стандартное 220 В переменного тока с частотой 50 Гц и синусоидальной формой с
искажением меньше KГ(UH) ≤ 10%. Результаты моделирования в среде Matlab –
Simulink систем с разными номинальными напряжениями и типами инверторов
позволяют выбрать напряжение АБ и СБ. Проведен расчёт ФЭУ с техническими
67
требованиями из главы 2. Модель СБ состоит из управляемого источника тока РV 1
(рис. 4.1) [1, 4, 5], подсоединённого к АБ через разделительный диод VD .
Рис. 4.1. Схема моделирования ФЭУ в Simulink
АБ для зарядки подсоединяется к РV1, в цепь
АБ необходимо включать
контроллер VM1 (Gain, Relay) для предупреждения перезаряда АБ. Когда солнечная
панель заряжает аккумулятор до желаемого максимального напряжения, схема
предупреждения
перезаряда
параллельно
солнечной
панели
подключает
нагрузочный транзистор VT, чтобы поглощать избыточную мощность солнечной
панели. АБ защищена от перезаряда релейным регулятором, содержащим: задатчик
опорного напряжения Constant, устройство сравнения напряжения Battery c Constant
- sum block, усилитель ошибки регулятора Gain, релейный блок Relay, который
управляет VT. При достижении напряжения заряда на АБ 14 В, СБ закорачивается
ключом VT.
Для согласования характеристик СБ и АБ напряжение СБ в точке
максимальной
мощности
выбиралось
равным
максимальному
напряжению АБ, 14 В. Шаг моделирования был выбран 2 *10 −5 s.
зарядному
68
В
низковольтной
схеме
при
UАБ=10÷14
В
используется
силовой
трансформатор (TV) для повышения напряжения до UH=220 B. Коэффициент
трансформации трансформатора K TV =
UH
220
=
= 22 ÷ 16 . Исследовался инвертор с
U AБ 10 ÷ 14
прямоугольной формой выходного напряжения и
регулированием выходного
напряжения на частоте 50 Гц по принципу ШИР – широтно-импульсное
регулирование.
Синусоидальная форма напряжения на нагрузке обеспечивается параллельным
резонансным LC контуром, подключенным к инвертору через трансформатор TV.
Индуктивность LП сглаживает потребляемый ток инвертора. Индуктивность LH
активно-индуктивной нагрузки с
cosφ
= 0,8
и параллельно
включенный
трансформатор TV c конденсатором C2 образуют параллельный резонансный контур.
Нагрузка подключена к конденсатору C2 и имеет синусоидальную форму
напряжения
с KГ(UH) ≤ 10%. При выборе UАБ=220В отсутствует силовой
трансформатор ТV, повышающий напряжение с 14 В до 220 В.
В [41,34÷38] приведены схемы однофазного инвертора и их методики расчёта
использующиеся при создании ФЭУ. Формируются импульсы управления силовыми
транзисторами таким образом, чтобы наиболее экономичным способом приблизить
форму выходного напряжения и тока к синусоидальной форме. Чаше всего
рекомендуется применять в системах с питанием от возобновляемых источников
энергии инвертор [46].
Результаты сопоставительного анализа качества передачи гармонического
сигнала в однотактных и двухтактных многозонных регуляторах с различными
законами модуляции по критерию минимума коэффициента гармоник выходного
сигнала приводится в [49].
На основе этой информации в разделе 4.2 исследовалось несколько вариантов
схем инверторов: мостовая, полумостовая и схема со средней точкой. Выбор схемы
проводился по критерию: надёжность, отсутствие перенапряжений на транзисторах,
69
уровень пульсаций тока в системе и коэффициент нелинейных искажений KГ(UH) ≤
10%.
4.2. Исследование разных вариантов схем инверторов
Всего исследовалось 6 схем (рис. 4.2 ÷ 4.7) с
высоковольтным и
низковольтным входным напряжением инвертора, двумя способами включения
сглаживающего дросселя: в шине постоянного тока и в шине переменного тока, две
силовые схемы инвертора: со средней точкой силового трансформатора и мостовая
схема с линейным (идеальным) трансформатором. Изучены структуры ФЭУ с
различными уровнями напряжения СБ и АБ с рекомендуемым алгоритмом работы
потребителей. Результаты моделирования приведены в табл. 4.1 ÷ 4.3. В шине
постоянного тока для ограничения перенапряжения дроссель L1 (рис. 4.2)
шунтируется диодом.
Исследование показало, что в низковольтной схеме индуктивность L2 (рис.
4.3) в цепи переменного тока должна быть в 4 раза больше, чем в шине постоянного
тока (табл. 4.1). Это объясняется тем, что высокое напряжение 220 В прикладывается
к выходному дросселю переменного тока. В высоковольтной схеме индуктивность:
L1 (рис. 4.4) в 30 раз больше в шине постоянного тока, чем в шине переменного тока
L2 (рис. 4.5, табл.4.2), что объясняется необходимостью включения дополнительного
дросселя L22 параллельно нагрузке для улучшения формы кривой напряжения (рис.
4.4). При этом высоковольтная мостовая схема (рис. 4.4) при включении дросселя в
шину постоянного тока не обеспечивает нужное значение напряжения нагрузки 220
В, а только 106 В при приемлемом KГ(UH) ≤ 10%. При включении дросселя L2 в
шину переменного тока (рис 4.5 и 4.7) обеспечивается напряжение 220 В.
При
высоковольтном
и
низковольтном
входах
индуктивность
L2
минимальная и составляет 40÷60мГн. При её включении в шине переменного тока
(рис 4.3, 4.5 и 4.7). Высоковольтная схема (рис 4.4 и 4.5) не имеет бросков
инверсного тока в АБ, а низковольтные схемы (рис 4.2, 4.3, 4.6 и 4.7) имеют
обратные броски тока, соизмеримые с прямым током (табл. 4.3). В низковольтных
70
мостовых схемах (рис. 4.6) индуктивность L1=20мкГн в шине постоянного тока в
1000 раз меньше, чем индуктивность L2=30мГн в шине переменного тока (рис. 4.7,
см. табл.4.3).
В низковольтных схемах (рис. 4.2, 4.3, 4.6 и 4.7) используются автомобильные
аккумуляторы АБ 12÷14В, а в высоковольтных схемах (рис 4.4 и 4.5) требуется
последовательное соединение 18 аккумуляторов по 12 В каждый. Высоковольтная
СБ (рис 4.4 и 4.5) требует тщательной изоляции выводов и электрических
соединений на крыше для уменьшения токов утечки особенно в сезон дождей. В
низковольтных схемах (рис 4.2, 4.3, 4.6 и 4.7) ток VT, TV и VD на порядок выше (в
10 раз), чем в высоковольтных схемах (рис 4.4, 4.5 и см.табл. 4.1). По всплескам
коммутационных напряжений на транзисторах схемы (рис 4.2 и 4.3) равноценны:
уровень напряжения 200÷220В.
Преимуществом
мостовой
низковольтной
схемы
с
повышающим
трансформатором (рис 4.6 и 4.7) является низкое максимальное напряжение на
транзисторах VT1÷VT4, равное 14 В при любом включении дросселя L1, L2(табл.
4.3). В высоковольтной схеме рекомендуется дроссель L2=60мГн (табл. 4.2)
включать в шину переменного тока (рис. 4.5), а в низковольтной схеме (рис. 4.6) - в
шину постоянного тока – L1= 9,5 мГн (табл. 4.1).
Ёмкость конденсатора C2 рассчитанная из условия компенсации индуктивного
тока нагрузки должна быть равна 80÷90 мкФ. Во всех 6 схемах ёмкость
C2=170÷200мкФ включена параллельно нагрузке и обеспечивает форму напряжения
KГ(UH)<10%. В низковольтной схеме (рис. 4.2) для ограничения коммутационных
перенапряжений на VT использованы 2 шунтовых конденсатора С1 и С3 по 100
мкФ, два диода (VD3 и VD4) и два резистора (R1 и R2), включенных между
коллекторами VT и + АБ. Параметры нагрузки – номинальное активное
сопротивление RH=19,36 Ом, индуктивность нагрузки LH=0,046 Гн, сопротивление
нагрузки изменялось от номинального значения до холостого хода.
71
Рис. 4.2. Низковольтная схема c дросселем постоянного тока
Рис.4.3. Низковольтная схема c дросселем переменного тока
Рис.4.4. Высоковольтная мостовая схема c дросселем постоянного тока
72
Рис.4.5. Высоковольтная мостовая схема c дросселем переменного тока
Рис.4.6. Низковольтная мостовая схема c дросселем постоянного тока
Рис.4.7. Низковольтная мостовая схема c дросселем переменного тока
73
В табл. 4.1 ÷ 4.3 введены следующие аббревиатуры:
UАБ – напряжение на аккумуляторе, γ – длительность включения ключа
(КЗИ) по отношению к периоду, UVT,мак – максимальное напряжение на транзисторах,
IVT,мак – максимальный ток, протекающий через транзисторы, UH – напряжение
нагрузки, KГ(UH) – коэффициент гармоник выходного напряжения, IH – ток нагрузки,
KГ(IH) – коэффициент гармоник тока нагрузки, IVD,мак – максимальный ток,
протекающий
через
диоды,
UL,мак
–
максимальное
включенного в цепь постоянного тока, ULН –
напряжение
дросселя,
напряжение на индуктивности
нагрузки, URН – напряжение на резисторе нагрузки, Iп – ток источника питания, L1(=)
– дроссель, включенный в цепь постоянного тока, L22(≈) – дроссель, включенный в
цепь переменного тока, L2(≈) - дроссель, дополнительно включенный в цепь
нагрузки переменного тока, C2 – конденсатор, включенный параллельно нагрузке.
Результаты моделирования ОИН с нулевой точкой (рис. 4.2 и 4.3)
Соответствующие
рисунки
UАБ (B)
γ (%)
UVT,мак (B)
IVT,мак (A)
UH (B)
KГ(UH) (%)
IH (A)
KГ(IH) (%)
IVD,мак (A)
UL,мак (B)
ULН (B)
URН (B)
Iп (A)
L1(=) ( мГн )
L2(≈) ( мГн )
C2 (мкФ)
Табл.4.1
L включен на постоянном U
L включен на переменном U
Рис. 4.2
Рис. 4.3
10
50
175
212
221.7
9.09
9.147
4.42
325
+19.7 (-1.4)
133.2
177.1
225 (-33)
9.5
170
14
34.5
200
150
219.9
5.95
9.088
2.37
384
+21.6 (-1.5)
131.7
195.9
+198 (-12)
9.5
170
10
50
200
205
220.4
4.02
9.118
2.0
344.9
132
176.5
+230
40
155
14
33
275
180
221.5
6.75
9.152
3.26
520
132.9
177.2
+210
40
155
74
Результаты моделирования ОИН мостовой схемы (рис 4.4 и 4.5)
Соответствующие
рисунки
UАБ (B)
γ (%)
UVT,мак (B)
IVT,мак (A)
UH (B)
KГ(UH) (%)
IH (A)
KГ(IH) (%)
IVD,мак (A)
UL,мак (B)
ULН (B)
URН (B)
Iп (A)
L1(=) (Гн)
L22(≈) (mГн)
L2(≈) ( мГн )
C2 (мкФ)
Табл. 4.2
L включен на постоянном U
L включен на переменном U
Рис. 4.4
Рис. 4.5
170
50
140
23.25
106.1
7.21
4.292
3.43
20
186
62.17
85.83
4
20
70
210
238
30.5
261
13.27
79.48
14.01
3.198
6.36
13.5
258
47.12
63.96
4.1
20
70
210
170
50
185.4
+13 (-5)
215.2
3.77
8.902
1.90
0.4
128.8
172.3
+13 (-5)
60
170
238
30.5
260
16.5
225.2
5.13
9.345
2.96
15
134.6
180.9
16.14
60
170
Результаты моделирования ОИН мостовой схемы при низком напряжении с трансформатором (рис.
4.6 и 4.7)
Табл. 4.3
L включен на постоянном U
L включен на переменном U
Соответствующие
Рис. 4.6
Рис. 4.7
рисунки
UАБ (B)
10
14
10
14
γ (%)
50
27,5
50
26
UVT,мак (B)
12,35
17,15
11,15
16,2
IVT,мак (A)
+253 (-200)
300
+252 (-230)
342
UH (B)
220,4
220,6
223,7
219,7
KГ(UH) (%)
11,09
9,48
4,64
5,19
IH (A)
9,083
9,102
9,253
9,086
KГ(IH) (%)
5,57
4,69
2,33
2,60
IVD,мак (A)
0,02
0,03
0,02
0,03
UL,мак (B)
+3,84 (-1)
+5 (-1)
ULН (B)
132,9
132,8
134
131,7
URН (B)
175,8
176,2
179,1
175,9
Iп (A)
+255 (-200)
300
+280 (-230)
338,5
L1(=) ( мкГн )
20
20
L2(≈) ( мГн )
30
30
C2 (мкФ)
130
130
150
150
75
На рис.4.8 приведены осциллограммы токов и напряжения схемы (рис.4.1), из
которых
видно
высокое
качество
тока
нагрузки
KГ(IH)=2÷4,4%,
а также
значительные броски обратного тока источника питания до Iп_обр= -350А, при
прямом токе Iп_пр=274А (табл. 4.2).
Рис 4.8. Осциллограммы моделирования рабочих процессов ФЭУ: а) Напряжение на выходе
инвертора. б) Ток нагрузки. в) Ток источника питания
На рис. 4.9 приведены осциллограммы тока источника питания мостовой
схемы с дросселем переменного тока (рис. 4.7), из которых следует, что бросок
обратного тока не велик и равен Iп_обр= -5А при прямом токе Iп_пр= 13А (табл. 4.2).
Рис.4.9. Осциллограмма тока АБ, мостовая схема c дросселем переменного тока
76
Выбранный метод моделирования в программе МАТЛAB Simulink позволяет
исследовать все режимы работы ФЭУ. Для высокочастотного инвертора, результаты
моделирования и анализа несимметричного режима перемагничивания сердечника
силового трансформатора в двухтактных мостовых структурах приведены в [48]. В
нашем случаи коэффициент несимметрии ожидается значительно меньше из-за
низкочастотного инвертора.
Проведён анализ при различных напряжениях СБ и АБ. Выбранные модели
основных элементов ФЭУ: АБ, СБ, устройств контроля и регулирования позволяют
оценить качество работы ФЭУ при различных нагрузках. Совмещены вольтамперные характеристики СБ и АБ в точке максимальной мощности СБ. Самой
дешевой может считаться низковольтная схема со средней точкой (рис. 4.2),
поскольку она имеет минимальные потери в транзисторах (табл. 4.2). Самая
надёжная схема – мостовая с низким напряжением, поскольку в ней отсутствуют
перенапряжения (рис. 4.7). Высоковольтная мостовая схема имеет минимальный
обратный ток
I п _ обр
I п _ пр
=
5
= 0,3 , - (рис. 4.5). Самый минимальный ток, протекающий
13
через транзисторы, обеспечивает высоковольтная мостовая схема (рис. 4.4. и 4.5). В
результате этого анализа выбрана мостовая схема благодаря её положительным
свойством:
отсутствие
перенапряжений,
малые
габариты
трансформатора,
незначительные обратные токи через диоды (табл.4.3) согласно [37], низкое
напряжение СБ, расположенная на крыше дома обеспечивает надёжность и
безопасность.
4.3. Расчёт трансформатора инвертора с нелинейной симметричной
характеристикой намагничивания
В настоящее время для автоматизированного расчета моточных изделий
предлагается программа [53]. Использовать данную программу не представляется
77
возможным на частоте 50Гц из-за ограничений базы данных вследствие частоты 100
кГц.
Трансформаторы
серии
ОСМ1
(однофазные,
сухие,
многоцелевого
назначения) мощностью 0,63 – 4кВА исполнения УЗ с номинальным напряжением
до 660 В предназначены для питания цепей управления, местного освещения,
сигнализации и автоматики [52] в нашем случаи не рекомендуются для
использования, поскольку у них имеется много дополнительных обмоток.
Расчет трансформатора для схемы (рис. 4.7) проводится с исходными
данными: мощность - PTV = 2000 Bm , частота - f = 50 Гц , входное напряжение U АБ = 10 ÷ 14 В ,
выходное напряжение - U H = 220 B . Рассчитываются параметры
трансформатора: намагничивающий ток - I µ ( A) , магнитный поток Ф( B.s) , площадь
сечения сердечника S c ( м 2 ) и средняя длина силовой линии сердечника lcp (м) . Задаем
индукцию В S = 1,38Tл , коэффициент заполнения обмотки К З = 0,3 согласно [34] и
плотность тока j = 3 *10 6 A / м 2 . Обозначим площадь окна для обмотки (меди) S M ( м 2 ) ,
в которой расположены катушки. Проводится расчёт площади сечения сердечника
S C ( м 2 ) согласно [29,35];
S C (cм 2 ) = 1,2 Р = 1,2 2000 = 53,67cм 2 = 5,3 *10 −3 м 2
(4.1)
Из закона электро–магнитной индукции U = 4 * f * BS * S C * W , рассчитаем S M ( м 2 )
Sc ( м 2 ) =
U1
,
4 * f * BS *W1
(4.2)
Площадь окна S M определим при допущении : I1W1 = I 2W2 ;
SM =
q1*W1 + q 2 * W2 ( I 1 j1 ) * W1 + ( I 2 j 2 ) * W2 2 I 1W1
,
=
≅
KЗ
KЗ
j1 K З
(4.3)
где q1 , q 2 - сечение провода обмоток W1 и W2 .
Произведение S M * S C , согласно (4.2) и (4.3) соответственно:
S M * SC =
P1
2 I 1W1
U1
2000
*
=
=
= 1,6 * 10 − 5 м 4
6
j1 K З 4 * f * B S * W1 2 * j1 * K З * f * B S 2 * 3 * 10 * 0,3 * 50 * 1,38
78
Рассчитаем S M ( м 2 ) с учётом площади сердечника трансформатора согласно (4.1):
SM (м2 ) =
Принимаем
квадратное
S M * S C 1,6 * 10 −5 м 4
=
= 3 * 10 −3 м 2
−3
2
SC
5,3 * 10 м
сечение
сердечника
и
(4.4)
окна
S C = X 2 (рис.
4.10).
X = S C = 0,072 м и S M = C 2 = 3 * 10 −3 м 2 , C = S M = 0,05 м . Рассчитаем среднюю длину
силовой линии сердечника lCP (м) , охватывающей окно S M со стороной С (м)
(рис.4.10) и размером сердечники X (м);
lCP ( м) = (C + X ) * 4 = (0,05 + 0,07) * 4 = 0,5 м .
Размеры сердечника однофазного трансформатора (рис. 4.10)
a = b = С + 2 Х = 0,05 + (2 * 0,072) = 0.19 м , d = С + Х = 0,05 + 0,072 = 0,12 м
Рис.4.10. Схематичное изображение сердечника трансформатора
Выберем
для
трансформатора
магнитопровод
ПЛ75×75×50
из
электротехнической стали марки 1511 [31] c характеристикой намагничивания В=f
(Н) рис.4.11 [30]. Рассчитаем W1 при U AБ = 14 В и В = 1,38Т
W1 =
U1
14
=
= 10,35 (примем W1=10)
4 * f * B * S C 4 * 50 * 1,38 * 49 * 10 −4
В табл. 4.4 и на рис. 4.11 приведены при заданных Н и В [30] значения
намагничивающего тока
I µ = H ⋅ lср /W1
(А) и магнитный поток Ф = ВS C
соответствующие размерам сердечника S c ( м 2 ) и lcp (м) .
( B.c)
79
Рис. 4.11 Характеристика намагничивания трансформатора
Характеристика намагничивания трансформатора
Табл.4.4
H(A/м)
10
20
50
70
100
200
500
1000
2000
В(Тл)
0.03
0.1
0.38
0.58
0.66
0.9
1.18
1.29
1.38
Iµ (A)
0.57
1.142
2.9
4
5.7
11.43
28.6
57.14
114.28
Φ(B.c)
0.00015
0.00049
0.0019
0.0028
0.0032
0.0049
0.0058
0.00632
0.006762
Характеристика намагничивания трансформатора из табл.4.4 используется ниже при
моделировании инвертора с нелинейным трансформатором в пакете Simulink. Расчёт
параметров трансформатора проведём используя его схему замещения из программы
Matlab Simulink (рис. 4.12).
Рис. 4.12 Схема замещения трансформатора
80
Задаемся намагничивающий ток
I µ = 0,1.I H ,
где
I1 -
номинальный ток
первичной обмотки трансформатора, определяющийся мощностью PTV = 2000Вт , при
минимальном напряжении U АБ = 10В :
Коэффициент трансформации KTV :
K TV =
I1 =
U2 UH
220
=
=
= 22
U 1 U AБ
10
PTV * 2 2000 * 2
=
= 282,84 А
U АБ
10
Соответственно: I µ = 0,1.I 1 = 28 A .
Сопротивление намагничивающего контура Rm :
Rm =
U AБ 10
=
= 0,36Ом
Iµ
28
Намагничивающий ток, пересчитанный во вторичную цепь I µ ′ :
I
28
′
Iµ = 1 =
= 1,3 A
K TV 22
Из закона электромагнитной индукции U = 4 fWBm S , рассчитаем потокосцепление
трансформатора Фδ = WBm S :
Фδ = BS * S C * W =
U
10
10
=
=
= 0,05 (В.с)
4 * f 4 * 50 200
(4.5)
Для вторичной обмотки cos ϕ = 0,8 , ток нагрузки I H :
IH = I2 =
PH
2000
=
= 9A
UH
220
(4.6)
Комплексное сопротивление нагрузки Z H :
ZH =
PH
IH
2
=
2000
= 24,2 (Ом)
9,0912
(4.7)
Активное сопротивление нагрузки RH :
RH = Z H * cos ϕ = 24,2Ω * 0,8 = 19,36 (Ом)
Реактивное сопротивление нагрузки
(4.8)
81
X LH = Z H * sin(a cos(cos ϕ )) = 14,52 (Ом)
(4.9)
Индуктивность нагрузки LH :
LH =
X LH
=
ω
14,52Ω
14,52
=
= 46 (мГн)
2 * π * f 2 * π * 50
(4.10)
Индуктивное сопротивление рассеяния обмоток трансформаторов с коаксиальным
размещением катушек в долевых единицах составляет (0,1 ÷ 0,16 ) % от
сопротивления нагрузки, а активное сопротивление составляет 3% от сопротивления
нагрузки [28,32]. Активное сопротивление вторичной обмотки трансформатора R2 :
R2 = 3% * R H = 0,03 * 19,36 = 0,58Ом
Активное сопротивление первичной обмотки при условии равенства сопротивления
вторичной обмотки и приведенного ко вторичной обмотке сопротивления первичной
обмотки R1 :
R1 =
R2
K TV
2
=
0,58Ω
= 1,2 мОм
22 2
Индуктивное сопротивление рассеяния обмоток трансформатора X L :
S
X LS = 0,15 * Z H = 0,15 * 24 = 3,6Ом
(4.11)
Индуктивность рассеяния обмоток трансформатора LS :
LS =
X LS
ω
=
3,6Ω
3,6
=
= 11,46 мГн
2 ⋅ π ⋅ f 2 ⋅ π ⋅ 50
(4.12)
Обычно считается, что индуктивность высоковольтной обмотки составляет
приближенно половину индуктивности рассеяния трансформатора согласно [31,33].
В нашем случае индуктивность рассеяния высоковольтной обмотки LS2 тогда:
LS 2
LS 11,46 ⋅ 10 −3 Гн
=
=
= 5,73 мГн
2
2
Индуктивное сопротивление рассеяния вторичной обмотки трансформатора,
Х LS _ 2 = ω ⋅ L = 2 ⋅ π ⋅ f ⋅ 5,73 ⋅10 −3 = 2 ⋅ π ⋅ 50 ⋅ 5,73 ⋅10 −3 = 1,8Oм
82
Рассчитаем индуктивность рассеяния первичной обмотки через коэффициент
трансформации КTV;
LS′ 1 =
LS − LS 2 11,46 ⋅ 10 −3 − 5,73 ⋅ 10 −3 5,73 ⋅ 10 −3
=
=
= 0,02 мГн
2
22 2
22 2
K TV
Индуктивное сопротивление первичной обмотки Х LS _ 1 ;
Х LS _ 1 = ω ⋅ LS′ 1 = 2 ⋅ π ⋅ f ⋅ LS′ 1 = 2 ⋅ π ⋅ 50 ⋅ 0,02 ⋅ 10 −3 = 6,28 мOм
Полученные значение параметров обмоток используются при моделировании
трансформатора в программе Simulink в разделе 4.5.
4.4. Расчёт индуктивности рассеяния трансформатора с
размещением обмоток на разных сердечниках
Индуктивность рассеяния обмоток трансформатора, у которого первичная и
вторичная обмотка разнесены на разные стержни определяется на основе уравнения
[28]:
LS′ 1 =
µ oW12 loб 2в
h
(
3
+ в12 ) ,
где, µ o = 4π * 10 −9
(4.13)
Гн
- магнитная постоянная, W1 - число витков первичной обмотки,
см
l об - средняя длина витка обмотки (см), h - высота обмотки (см), в – толщина
первичной обмотки (см), в12 - расстояние между обмотками, S o = в.h =
W1 .q1
- сечение
Kз
обмотки. Рассчитаем неизвестные параметры в (4.13) в соответствии с рис. 4.10.
Сечение провода обмотки W1 :
q1 =
Id
282 A
=
= 94 мм 2 ,
j 3 A / мм 2
83
Зададимся соотношением h = 4.в , в.h = 4.в 2 =
в=
W1 .q1
, тогда толщина первичной обмотки:
Kз
W1 q1
= 22 мм = 2,2cм
Kз *4
В разделе (4.3) рассчитаны: площадь сечения сердечника S c = 5,3 * 10 −3 ( м 2 ) ,
площадь окна сердечника S M = 2,6 * 10 −3 м 2 , средняя длина силовой линии сердечника
lCP = 0,5м (рис.4.13). Определим недостающие геометрические параметры, зная
размер сердечника магнитопровода X = S C = 0,072 м , определим внутренний радиус
катушки
(длина
2
диагонали
сечения
сердечника)
r:
2
X X
r =   +   = 3,6 2 + 3,6 2 = 25 = 5см , где, X = 0,072M = 7,2cм .
2 2
Рис. 4.13 Сечение сердечника с обмоткой
Средний радиус обмотки Rcp = r + 0,5в = 5 + 0,5 * 2,2 = 6,1см ,
Средняя длина витка обмотки l об = 2πRcp = 2π * 6,1 = 38cм ,
Высота обмотки h = 4в = 4 * 2,2 = 8,8cм ,
Радиус внешней поверхности обмотки RВН = r + в = 5см + 2,2см = 7,2см .
Считая, что поле вне обмотки однородное (как и в межобмоточном
пространстве коаксиальной системы обмоток), равное напряженности поля на
внешней поверхности каждой обмотки H Z 0 и сосредоточено в некоторой области,
84
ограниченной значениями r = RВН и r = RЭ , то RЭ может быть найдено из условия
равенства реального потока Ф0 потоку однородного поля [28],
Ф0 =
Iµ 0 Rcp2
2 R
2
ВН
2
= µ 0 H Z 0π ( RЭ2 − R ВН
) , откуда получим RЭ = 3R ВН + 2h 2 = 17,6cм .
2
+h
2
Расстояние между обмотками в12 = R Э − R ВН = 17,6 − 7,2 = 10,4см .
Индуктивность рассеяния первичной обмотки трансформатора (4.13);
LS′ 1 =
µ oW1 2 l oб 2в
h
(
3
+ в12 ) =
4π * 10 −9 * 6 2 * 38 2 * 2,2
(
+ 10,4) = 0,032 (мГн)
8,8
3
Приведенная индуктивность первичной обмотки к вторичной обмотке,
2
LS 2 = K TV * LS′ 1 = (22 2 * 0,032 ⋅10 −3 ) = 15 мГн
Суммарная индуктивность вторичной обмотки и приведенной к ней первичной
обмотки, при допущении одинаковых размеров первичной и вторичной обмоток.
′
Ls = LS 2 + LS 1 = 15 ⋅10 −3 + 0,023 ⋅10 −3 = 15,023 мГн
(4.14)
Расчет суммарной индуктивности рассеяния трансформатора из долевых
единиц [28] показывает LS = 11,46 мГн (4.12), а на основе известных уравнений
(4.13) получилось LS = 15 мГн (4.14). Меньшее значение индуктивностей рассеяния
трансформатора LS = 11,46 мГн обеспечивает меньшее падение напряжения от тока
нагрузки и используются в дальнейшем.
4.4.1 Обеспечение гармонического состава выходного напряжения
Для выделения основной гармоники и ослабления высших гармоник
необходимо использовать фильтр нижних частот. Режим синус синусоидальной
широтно-импульсной модуляции предлагается в [47] как новая модифицированная
стратегия преобразования энергии постоянного тока в энергию переменного тока.
Выбор параметров однозвенного нормированного фильтра нижних частот
(ФНЧ) проводится символьным методом. Параметры нагрузки необходимы только
при выборе параметров ФНЧ [50].
85
Гибридные фильтры представляют собой комбинацию резонансного L-C
фильтра и активного элемента на базе маломощного активного фильтра. Гибридный
фильтр содержит один или два резонансных контура, настроенных на наиболее
значимые гармоники тока (напряжения) [51].
В главе 1 на рис. 1.11 приведена схема ФЭУ, где для фильтрации высших
гармоник выходного напряжения использован традиционный L-C фильтр. Для
уменьшения массы и габаритов L-C фильтра можно использовать индуктивность
обмоток трансформатора в качестве дросселя L-C фильтра.
В данной работе фильтрацию высших гармоник инвертора осуществляет
выходной L-C фильтр, который состоит из индуктивности рассеяния первичной и
вторичной обмоток LS, размещённых на разных сердечниках трансформатора, и
конденсатора С2 параллельно которому подключается полезная нагрузка. На рис.
4.14 приведена схема замещения выходной цепи.
Рис. 4.14 Последовательный резонансный контур
Из спектра выходного напряжения инвертора U И :
UИ =
4
1
1
1
⋅ U П (sin ωt + sin 3ωt + sin 5ωt + sin 7ωt.....)
π
3
5
7
Определим напряжение источника питания U П =
Амплитуда
U H (1) =
4
π
напряжения
первой
2 ⋅ 220 ⋅ π 310 ⋅ π
=
= 245В .
4
4
гармоники
на
выходе
инвертора
⋅ U П = 2 ⋅ 220 = 311В . Амплитудное значение третьей гармоники на выходе
86
инвертора
равно
U П ( 3) =
4
1 4
1
⋅ U П ⋅ = ⋅ 245 ⋅ = 103В
π
3 π
3
и
его
надо
снизить
до
U H ( 3) = 0,1 ⋅ U H (1) = 0,1 ⋅ 311 = 31B на нагрузке.
Рассчитаем емкость С2 из условия её резонанса с индуктивностью обмоток
трансформатора (4.11) X L = 3,6 Ом (LS = 11,46 мГн) – последовательный резонанс
S
LS - С2 (рис. 4.24)
X LS =
1
1
1
, отсюда C 2 =
=
= 884 ⋅ мкФ .
ω ⋅ C2
ω ⋅ X LS 2 ⋅ π ⋅ f ⋅ 3,6
Реактивное сопротивление конденсатора С2:
X C2 =
1
1
=
= 3,6 (Ом).
ω ⋅ C 2 314 ⋅ 884 ⋅ 10 −6
Ток, протекающий через С2 : I C =
2
UH
220
=
= j 61 = 61∠90 (А).
(− jX C2 ) − j 3,6
При соsφ=0,8 сопротивление нагрузки ZH согласно (4.7) (рис. 4.24):
Z H = RH + jX LH = 19,36 + j14,4 = 24∠37 o (Ом)
(4.15)
Tок, протекающий через нагрузку I2 :
I2 =
UH
220
=
= 7,3 − j 5,4 = 9,1∠ − 36,6 (A), этот ток состоит из активного тока
Z H 19,36 + j14,4
7,3А и остающегося индукционного тока I X = 5,4 А. Ток на выходе инвертора IИ
LH
состоит из активной составляющей 7,3 А и реактивной составляющей равной
I C2 − I X L = 61 − 5,4 = 56 A .
H
Действующее
значение
тока
на
выходе
инвертора
I И = 7,3 2 + 56 2 = 56,5 (A). Падение напряжение на XLs : ULs = IИ· XLs = 56,5 А· 3,6 Ом =
203 В.
С учетом падение напряжения на XLs , напряжение на выходе инвертора (до С2)
должно быть UИ = (UH + ULS) = (220 + 203) = 423 B. Это потребует коэффициент
трансформации K TV =
UИ
423
=
= 42,3 .
U AБ
10
87
Характеристическое (или волновое) сопротивление
ρ=
LS
11,46 ⋅10 −3
=
= 3,6Ом ,
C2
884 ⋅10 −6
“ Условная „ добротность этого контура Q =
RH
ρ
=
19,36
= 5,4 ,
3,6
Недостатком данного варианта является большая ёмкость С2 , большое падение
напряжения ULs на XLs и большой коэффициент трансформации трансформатора
KTV=42,3. Меньшее значение С2 можно получить используя параллельный
резонансный контур из С2 и LH.
Рис. 4.15 Параллельный резонансный контур
На рис. 4.15 приведем схему выходного каскада c параллельным включением
R′H и L′H , создающих I′2 = I2 = 9 (4.6) как при последовательном соединении RH и LH с
таким же соsφ=0,8 (рис. 4.14). Выбираем С′2 из условия резонанса с L′H –
параллельный резонансный контур. Рассчитаем токи и параметры цепей для рис.
4.15.
2
2
I
I 2′ = I RH′ + I LH′ , cos ϕ = R ′ = 0 , 8
I2
H
I RH′ = cosϕ ⋅ I 2′ = 0,8 ⋅ 9 = 7,2 A
2
2
ILH′ = I2′ − IRH′ = 92 − 7,22 = 5,4A
R H′ =
U H 220 B
=
= 31Oм
I RH′
7,2 A
88
U H 220B
=
= 40,7Ом
I LH′
5,4A
X LH′ =
X LH′
L H′ =
ω
=
40 ,7 Ом
= 129 мГн
314
Проводимость контура нагрузки
1
1
+
R H′
( jX L H′ )
G1 =
Эквивалентное сопротивление нагрузки такое же как (4.15) на рис 4.14.
Z H1 =
( jX LH′ ) RH′
1
j 40,7 ⋅ 31
=
=
= 19 + j15 = 24∠37o Ом
G1 ( jX LH′ ) + RH′
j 40,7 + 31
Рассчитаем конденсатор С′2 в параллельном контуре из условия резонанса:
Х LH′ = ω ⋅ L H′ = X C 2 =
C 2′ =
1
ω ⋅ C 2′
1
1
=
= 78 ⋅ 10 − 6 (мкФ)
2
−3
ω ⋅ L H′
314 ⋅ 130 ⋅ 10
2
Реактивное сопротивление С2 :
X C 2′ =
1
1
=
= 40 (Ом )
ω ⋅ C 2′ 2 ⋅ π ⋅ f ⋅ 78 ⋅ 10 − 6
Ток, протекающий через С′2:
I C 2′ =
UH
220
=
= j 5,5 = 5,5 ∠ 90 ( A )
( − jX C 2′ ) − j 40
Ток на выходе инвертора IИ=IR′н+IL′н- IС′н= 7,2 + j5,4 - j5,5 ≡ 7,2 A.
Падение напряжение на XLS :
ULS = I´И·XLS = 7,2 А· 3,6 Ом = 26 В. С учетом падение напряжения на XLS ,
напряжение на выходе инвертора должно быть UИ = (UH + ULS) = (220 + 26) = 246 B.
Это требует коэффициент трансформации K TV =
UИ
246
=
= 24,6 .
U AБ
10
89
Величина полной проводимости параллельного колебательного контура:
G= (
1 2
1 2
1
1
) + (ω ⋅ C2′ −
) = ( ) 2 + (314⋅ 78⋅10−6 −
) 2 = 0,032(сим)
−3
RH′
ω ⋅ LH′
31
314⋅130⋅10
Суммарное сопротивление контура:
ZT =
RH′
1 2
1 + RH′ (ω ⋅ C 2′ −
)
ω ⋅ LH′
= 31 (Ом)
2
Фазовый угол: tan ϕ = − R пар (ω ⋅ С 2 −
1
)=0
ω ⋅ L H′
На резонансной частоте (f0 ) оба реактивных сопротивления XC′2 и XL′н (рис 4.15)
равны по модулю:
ω0 =
fo =
1
LH′ ⋅ C 2′
=
1
129 ⋅ 10 ⋅ 78 ⋅ 10 −6
1
2 ⋅ π LH′ ⋅ C 2′
−3
=
= 315 (1/cек)
1
315
⋅ ω0 =
= 50 (Гц)
2π
2 ⋅π
Резонансное сопротивление параллельного колебательного контура:
R рез
L H′
129 ⋅ 10 −3
=
=
= 53,35 (Ом)
C 2′ ⋅ R H′
78 ⋅ 10 −6 ⋅ 31
Коэффициент потерь контура d :
d=
ω 0 ⋅ LН′
R рез
=
313 ⋅ 129 ⋅ 10 −3
= 0,75
53,35
Добротность в параллельном колебательном контуре Q :
Q=
1
1
=
= 1,33
d 0,75
Ширина полосы пропускания параллельного колебательного контура
b = f 0 ⋅ d = 50 ⋅ 0,75 = 37,5 Гц
Полоса пропускания ∆f :
∆f = Q · fо = 1,33 · 50 = 66,5 Гц
90
В данном разделе сделаны 2 варианта расчета емкости С2 (С′2). Из условия
резонанса при расчёте конденсатора С2 с LS
в последовательном резонансном
контуре (рис. 4.14) получилось С2 884 мкФ, коэффициент трансформации
трансформатора КTV = 42,3 и падение напряжения на XLs: ULs = 203 В. В
параллельном резонансом контуре (рис. 4.15) получилось С′2 = 78 мкФ, коэффициент
трансформации трансформатора КTV = 24,6 и падение напряжения на XLs: ULs = 26 В.
Чтобы не было большого падения напряжения на индуктивности рассеяния обмоток
трансформатора XLs возьмем С′2 = 78 мкФ и КTV = 24,6 для дальнейшего
моделирования ФЭУ.
Разработана
новая
структура
фотоэлектрической
установки
с
преобразователем, в котором выходной конденсатор фильтра с индуктивностью
нагрузки образует параллельный резонансный контур, позволяющий исключить из
схемы последовательный дроссель в цепи переменного тока.
4.5. Моделирование инвертора с силовым трансформатором с учётом
насыщения сердечника
4.5.1 Моделирование ФЭУ с трансформатором, у которого
обмотки размещены на разных сердечниках
В программе Simulink можно моделировать силовой трансформатор с учётом
насыщения сердечника за счёт использования модели - Saturable Transformer в
разделе SimPowerSystems [2, 21, 5]. В модели Saturable Transformer учитывается
нелинейность
характеристики
намагничивания
материала
сердечника.
При
моделировании сначала надо задать рассчитанные параметры трансформатора в
разделе 4.3 (см. рис. 4.16).
На рис. 4.16 использованы параметры:
1.
Nominal power and frequency [Pn (VA) fn (Hz)]:
[Номинальная полная мощность (ВА) и номинальная частота (Гц)].
91
В данной случаи [PTV = 2000 BA , f = 50 Гц ].
2.
Winding 1 parameters [V1(Vrms) R1 (pu) L1 (pu)]:
[
Параметры
обмотки (В),
первой
обмотки.
Действующее
значение
напряжения
активное сопротивление (Ом) и индуктивность рассеяния
обмотки (Гн) ].
В данной случаи [U1=10 B, R1=1,2 мОм, L1=0,019 мГн ] .
3.
Winding 2 parameters [V2(Vrms) R2 (pu) L2 (pu)]:
[ Параметры вторичной обмотки. Действующее значение напряжения
обмотки (В),
активное сопротивление (Ом) и индуктивность рассеяния
обмотки (Гн) ].
В данной случаи [U2=242В, R2=0,58Ом, L2=5,73мГн ] .
Рис. 4.16. Окно задания параметров трансформатора
4.
Three windings transformer:
[Трехобмоточный трансформатор].
В данном моделировании ФЭУ используется только двухобмоточный
трансформатор, поэтому не нужны параметры для третьей обмотки.
5.
Saturation characteristic [i1 (pu) phi1 (pu); i2 phi2;...]:
92
[Характеристика насыщения сердечника].
Нелинейная
индуктивность
трансформатора. Нелинейная
кусочно-линейная зависимость
учитывается
насыщением
характеристика
в
модели
между магнитным потоком
Ф (В.с) и током намагничивания Iµ(A). Для
данного
случая
сердечника
задаётся
как
сердечника
из
табл.4.1
нелинейная характеристика задается тремя точками
[ 0 0 ; 3.92 0.0028; 28 0.006 ].
6.
Сore loss resistance and initial flux [Rm (pu) phi (pu)] or [Rm (pu)] only:
[Сопротивление цепи намагничивания]
В данной случаи Rм = 0,36 Ом согласно (4.8).
В табл.4.5 приведены результаты моделирования инвертора с двумя
значениями конденсатора C2=800мкФ согласно (4.12) и С2=78мкФ
с двумя
значениями индуктивности рассеяния трансформатора: рассчитанными из долевых
единиц (заданные параметры) и увеличенными.
Табл. 4.5
Результаты моделирования и параметры трансформатора, используемые
при моделировании
Параметры трансформатора
Заданные параметры
Увеличенные параметры
R1- сопротивление первичной
обмотки (мОм)
R2- сопротивление вторичной
обмотки (Ом)
L1- индуктивность рассеяния
первичной обмотки (мГн)
L2 - индуктивность рассеяния
вторичной обмотки (мГн)
LS=( L2+L1′ ) = ( L2+ (L1 ·K2TV ))суммарная индуктивность
трансформатора (мГн)
Характеристика насыщения
сердечника ( А, В.с)
Rм - сопротивление цепи
намагничивания (Ом)
С2 - фильтрующий конденсатор
на выходе трансформатора (мкФ)
КГ(UH)- коэффициент гармоник
выходного напряжения
R1 = 1,2
R1 = 1,2
R1 = 1,2
R1 = 1,5
R2=0,58
R2=0,58
R2 = 0,58
R2=0,73
L1 =0,02
L1=0,02
L1 = 0,02
L1 = 0,048
L2 =5,7
L2=5,7
L2 = 5,7
L2= 23
LS = 11
LS =11
LS = 11
LS = 46,23
[ 0 0 ; 3.92 0.0028; 28 0.006 ]
Rм = 0,36
800
78
5 (%)
50 (%)
240
10 (%)
180
6÷10 (%)
93
Как
показывают
результаты
моделирования
из
(табл.4.5),
получено
напряжение на нагрузке UH = 220 B с синусоидальной формой напряжения в
пределах коэффициента гармоник выходного напряжения меньше 10% без
использования
дополнительных
ограничивающих
импульс
тока
дросселей.
Индуктивность нагрузки L′н и конденсатор С′2 обеспечивают синусоидальную форму
напряжения, поскольку образуют параллельный резонансный контур.
При моделировании согласно с рис. 4.14 (последовательный резонансный
контур LS – С2), получен коэффициент нелинейных искажений KГ(UH) = 5 (%), но
большое падение напряжение на LS : ULS = 203В. При параллельном резонансном
контуре С2 - L′н (рис. 4.15), получен KГ(UH) = 50(%) это неприемлемое значение для
использования в бытовых приборах. Моделирование показало, что для уменьшения
коэффициент нелинейных искажений от 50 % до 10%, пришлось увеличить
конденсатора С2 от 78 мкФ до 240 мкФ, при этом получено ULS = I´И·XLS = 13А· 3,6
Ом = 46 В. На рис.4.17 ÷ 4.18 приведены кривые напряжения на выходе инвертора
UH(B), тока нагрузки IH и тока источника питания Id .
Без дополнительного дросселя с конденсатором С2 = 240мкФ
выходное
напряжение инвертора UH =230 В, КГ =10%, ток нагрузки IH = 8 А, ток на входе
инвертора Id,мак = 282 A (рис. 4.17).
Рис. 4.17. а – выходное напряжение инвертора Uн = 220 В, Кг <10 %, б – ток нагрузки Iн = 9А, в –
ток на входе инвертора Id(max) = 282 A.
94
На рис. 4.18 показаны результаты моделирования этой ФЭУ. В этом случае
нагрузка подключена непосредственно ко вторичной обмотке W2 TV, поэтому
осциллограмма UН совпадает с напряжением на W2 TV и на С2. Эти результаты
показывают возможность реализации ФЭУ без дополнительных дросселей с
получением приемлемой формы и значения напряжения UH = 220 B.
Рис. 4.18 а – выходное напряжение после фильтра С2: Uн = 220 В, Кг <10 %, б – выходное
напряжение до фильтра
В табл.4.5 в разделе "Увеличенные параметры" получен KГ(UH)= 6÷10(%) за
счёт увеличенных конденсатора С2 = 180мкФ и индуктивности рассеяния
трансформатора LS в 4 раза. И соответственно с увеличенным сопротивлением
вторичной обмотки R2 в 4 раза, а также в 4 раза увеличенным сопротивлением
первичной обмотки R1. Этот режим не используется из-за большого падения
напряжения напряжения на индуктивности трансформатора.
В следующем разделе проводится моделирование ФЭУ с учетом гистерезиса
сердечника трансформатора с этим выбранными параметрами.
95
4.5.2 Моделирование ФЭУ с учетом гистерезиса сердечника
трансформатора
Для уточнения параметров и энергетических характеристик инвертора
проведено
моделирование
ФЭУ
с
учётом
гистерезиса
сердечникa.
Для
моделирования примем выше рассчитанные параметры сердечника lCP(м) = 0,56 м и
SC = X2 = 49·10-4 м2. Для моделирования возьмем точку насыщения В = 1,2 T,
начиная с этой точки мы увеличиваем по описанию Simulink значения Н (табл. 4.6).
Для тока с начальным значением 28А и начальным потоком 0,00588 В.s c шагом для
тока
[ 1 *2 *2 *1.5 *1.3] и для потока [1 *1.125 *1.1 *1.04 *1.01], рассчитаны значения
Ф(В.с).
Характеристика намагничивания
Табл.4.6
H (A/м)
500
1000
2000
3000
3900
В (T)
1.2
1.35
1.5
1.56
1.572
I (A)
28
56
112
168
218.4
Ф (В.с)
0.00588
0.00662
0.00735
0.00764
0.0077
Данные табл. 4.6 входят в описание Powergui в программе Маtlab для схемы
ФЭУ на рис. 4.6. Matlab строятся петли гистерезиса для H < 500A/м из табл .4.6
приведенные на рис. 4.19. В табл. 4.7, где: γ(%) – длительность включения
транзистора по отношению к периоду. Ku – отношение UH (при UАБ=14В) к UH (при
UАБ=12В). Результаты моделирования показывают, что изменение напряжения UАБ
пропорционально
изменению
выходного
напряжения
UH
и
эффекта
феррорезонансного стабилизатора не возникает. Исследовали моделирование
сердечника трансформатором с учётом гистерезисом и без учёта гистерезиса.
96
Рис. 4.19. Характеристики намагничивания и насыщения трансформатора с учётом гистерезиса
Моделирование ФЭУ по схеме рис. 4.6 даёт результаты (табл. 4.7)
Табл. 4.7
Название файла
Simulink
Характеристика
намагничивания
Newcircuit1 и 'hysteresis21.mat'
[0 0;3.92 0.0028;28 0.006] (A, В.с)
Опыты
L1(мкГн)
С2(мкФ)
1.
60
180
2.
100
180
3.
200
180
UАБ(В)
UH(B)
KГ(%)
UL1(B)
10
220.6
3.51
±10
14
307.8
3.51
±14
10
190.8
3.18
±13
14
266.2
3.18
±18
10
129
3.05
±14
14
180
3.05
±20
Рис. 4.20 Сравнение КГ выходного напряжения
Ku
γ (%)
1.39
50
1.39
50
1.39
50
97
Учет гистерезиса необходим, поскольку при высоком напряжении АБ при этом
коэффициент гармоник выходного напряжения в 3.2 раза ухудшается (рис. 4.20).
4.6. Расчёт силовых элементов регулятора зарядного режима АБ
Разделительный диод и транзистор ограничивают зарядное напряжение на
аккумуляторной батарее. Через диод VD на схеме (рис.4.1) протекают ток СБ равные
123 А. Напряжение на этом диоде не превышает напряжения на АБ и достигает 14 В,
в режиме ограничения зарядного тока АБ, когда открыт транзистор VT, через него
протекает ток крыла СБ 123 А в режиме ограничения зарядного тока АБ.
Напряжение на транзисторе VT равно напряжению АБ 14 В в режиме его заряда,
когда закрыт транзистор VT. С учётом двойного запаса по току и напряжению
выбираем диод VD и транзистор VT на ток ≥ 246 А и напряжение ≥ 28 В. Выбираем
диоды Шоттки 122NQ030 (R) из приложения 3.
Рассчитаем количество параллельных соединенных диодов nVD =
I CБ
I VD ,пр
=
123
= 1,025
120
Примем 1 диода ). Ток одного диода в рабочем режиме I VD , раб = 110 A .
Потери мощности открытого диода ∆Роткрыт :
∆Роткрыт = U VD ,пр * I VD , раб = 0,49 B *123 A = 60,27 Вт .
Температура ∆T перегрева из-за потерь ∆T :
∆T = RthCS * ∆Роткрыт = 0,15 • C / Вт * 53,9 Вт =9 • С .
Мощность потерь в закрытом состоянии ∆РVD , закрыт рассчитаем
при Т с = 125• С :
∆РVD , закрыт = U H * I обр = 14 В * 560 мА = 7840 мВт = 7,8 Вт .
Выбраны полевые транзисторы из приложения 2.
Рассчитаем количество параллельно соединённых транзисторов nVT :
nVT =
I CБ
I VT ,доп
=
123 А
= 0,63 (Поскольку IСБ < IVT примем 1 транзистор).
195
(
98
Подсчитаем падение напряжения на транзисторе в открытом состоянии U VT (открыт ) :
U VT ( открыт ) = I VT , раб * RVT ,откры = 123 А * 1,5 мОм = 0,1845В .
Подсчитаем мощность потерь в открытым состоянии ∆Роткрыт :
∆Роткрыт = I VT , раб * U VT ( открыт ) = 123 A * 0,1845B = 23Bm .
Температура перегрева из-за потери ∆T ;
∆T = R6CS * ∆Роткрыт = 0,5 o C / Bm * 23Bm = 11,5 o C .
В реальных регуляторах заряда кроме выше рассчитанных существуют
коммутационные динамические потери в моменты переключения транзисторов.
Абсолютное
∆Pk =
максимальное
значение
этих
потерь
достигает
U H I VD 14 123
*
= *
= 430,5 Bm . Но из-за короткого времени переключения, равного
2
2
2
2
Tk = 0,1 ÷ 0,2 мк сек среднее значение этих потерь пренебрежимо мало при низкой
частоте
коммутации
∆PК ,СР = ∆РК *
50
Гц.
Среднее
значение
коммутационных
потерь
TК
0,2 * 10 −6
= 430,5 *
= 8,05 * 10 −3 Bm .
T
0,01
2
Этими потерями можно пренебречь, следовательно, перегрев будет 11,5oC .
Использование высокочастотной ШИМ на частоте 15кГц в 300 раз
увеличивает коммутационные потери, которые на частоте 50 Гц составляют
предположительно E AR = 200 мДж * 50 Гц = 10Вт согласно [36]. Это превышает в 10 раз
допустимую мощность. P∆K = E AR ⋅ f (мДж.Гц). Максимальная рассеивая мощность
PC = 300 Bm . Рассеиваемая мощность при коммутации E RS = 270 мДж . Допустимая
частота коммутации f Д :
fД =
РС 300 Дж / с
=
= 1,1кГц .
E RS
270 мДж
99
4.7 Исследование инвертора при разных нагрузках
Работа инвертора со стабилизацией напряжения методом ШИP на частоте 50
Гц. Исследован инвертор ФЭУ при номинальной нагрузке по мостовой схеме (рис.
4.7) с учётом гистерезиса с регулированием выходного напряжения. Изменялось
напряжение АБ от 10 до 14 вольт (КTV =19) при этом регулировалась длительность
импульсов системы управления γ = 50% ÷ 25 %. На выходе инвертора получено
переменное синусоидальное напряжение, его действующее значение составляет
220,9 ÷ 223,9 В и соответственно коэффициент гармоник напряжения от 3.15% до
10.15%. Результаты показаны в табл. 4.8 и на (рис.4.21).
Результаты моделирования инвертора c учётом гистерезиса
Табл. 4.8
UАБ(В)
10
11
12
13
14
γ (%)
50
37
32
28
25.5
KГ(UH)(%)
5.95
3.15
5.51
8.33
10.15
UH(B)
223.9
221.3
221.5
219.8
220.9
С2 (мкФ)
180
180
180
180
180
Рис. 4.21. Рабочие характеристики инвертора c учётом гистерезиса
, где UH(B) - напряжение выхода, KГ(UH) % - коэффициент гармоник выходного напряжения, γ (%) длительность включения транзистора по отношению к периоду.
100
Дополнительно исследовано влияние изменения нагрузки на работу ФЭУ. В
табл. 4.9 приведены результаты моделирования инвертора ФЭУ при изменении
сопротивления нагрузки RH (Ω) от номинального 25(Ом) до 1М (Ом) (практически
до холостого хода). Коэффициент гармоник выходного напряжения K Г (%) меняется
от 4.46 % до 5.86 %. Все опыты сделаны при напряжении
U АБ = 14 В . Графические
результаты представлены на рис. 4.22.
Табл. 4.9
Характеристики инвертора ФЭУ при изменении нагрузки
RH(Ом)
25
83.7
134.5
UH(B)
217
222.7
220
γ (%)
50
24
22
KГ(UH)(%)
4.46
4.93
5.60
247
217.5
21
5.86
1 * 10 3
223.5
20.5
5.71
1 * 10 6
224.2
20.3
5.69
Рис. 4.22. Характеристики инвертора ФЭУ
, где γ(%) - длительность включения транзистора по отношению к периоду, KГ(UH) % –
коэффициент гармоник выходного напряжения, UH(B) – действующее значение выходного
напряжения, RH(Ом)- активное сопротивление нагрузки.
Данные опыта показывают, что коэффициент гармоник при номинальной
нагрузке с cos φ = 0,8 меняется от 3,15 % до 10,15 %, при изменении напряжения
АБ, а при активной нагрузке – от номинальной до холостого хода – от 4,46 % до 5,71
%. Это значит, что представленный инвертор можно использовать для любых
бытовых электроприборов.
101
4.8
Автоматическая стабилизация выходного напряжения
инвертора.
4.8.1.
Исследование стабильности выходного напряжения в
однофазном инверторе по класическому алгоритму
регулирования(КАР).
Напряжение на входе инвертора меняется UАБ = 10÷14, Кu = 1,4 - отношение
максимального значения напряжения к минимальному.
Цель исследования:
1. Стабилизировать выходное напряжение инвертора до значения Кu = 1,1 (242/220),
которое соответствует требованию ГОСТа, напряжение должно меняться от
номинального значения на ±10%.
2.
Исследовать
алгоритм
автоматического
регулирования,
который
будет
обеспечивать минимальный коэффициент гармоник выходного напряжения при
наименьших значениях С - фильтра.
3. Выяснить соотношение параметров измерительного блока между постоянным
опорным напряжением и задающим генератором пилообразного напряжения.
4.
Разработать
быстродействующий
регулятор
при
разных
режимах:
дополнительного включения несимметричной импульсной нагрузки, включение
нагрузки c cos φ 0,4÷1.
Рис. 4.23. Однофазная схема ФЭУ для моделирования в программе Simulink
102
В табл.4.10 приведены параметры нагрузки и измерительного органа.
Моделировалась
ФЭУ
(рис.4.23)
с
использованием
С2
R2
L2
R3
R4
C1
R5
Табл.4.10
150
мкФ
19,36 Ом
46
мГн
26
кОм
0.45 кОм
100
мкФ
10
кОм
КАР
выходного
напряжения (рис. 4.24). Амплитуда развертывающего напряжения симметричной
треугольной формы Uр = 2 В с частотой fP=100Гц и опорным напряжением UOP2 =
3,5B.
Рис. 4.24. Алгоритм управления для ключей, регулирующих UH , а) сравнение опорного напряжения с
пилообразным, б) сигналы после сравнения Uop и Up, в ) сигналы, поступающие VT 1,4, г) сигналы,
поступающие VT 2,3
На рис.4.25 показана зависимость UН от UАБ в режиме регулирования и без
регулирования. На рис.4.26 показана регулировочная характеристика UH и КГ в
зависимости от UАБ = 10÷14.
103
Рис.4.25. Характеристики инвертора с
Рис.4.26 Характеристики регулирования
регулятором (сплошная линия) и
без регулятора (пунктир)
На рис. 4.27 показана нагрузочная характеристика инвертора при постоянном
напряжении аккумулятора UАБ = 10, которая снята при изменении нагрузки от
номинального до холостого хода. На рис.4.28 показана внешняя характеристика
инвертора, которая снята при UАБ = 14 без регулятора.
Рис. 4.27. Нагрузочная характеристика инвертора.
Рис.4.28. Внешняя характеристика инвертора.
Для обеспечения стабильности UH в режиме КАР важно определить (выбрать)
амплитуду развертывающего напряжения и значение опорного напряжения. В
табл.4.11 приведены результаты и на рис.4.29 приведены характеристики, по
104
которым видно, что в некоторой степени Кг увеличивается. Если выбирать
соотношение параметров между опорным напряжением Uор и задающим
генератором Uр по критерию приемлемого Кг и стабильности UH, то из табл. 4.11
видно, что UH = 235 В и Кг = 10%, поэтому для данной схемы можно принять Uор =
3,5 и Uр = 2 (Рис.4.29).
Табл.4.11
UАБ
14
Uор + Uр
5
Uор
1,5
2,5
3,5
4,5
Uр
4
3
2
1
Uр
200
217
235
266
Кг
14,7
12,8
10
7,4
Рис.4.29. Характеристики инвертора в зависимости от опорного напряжения Uор и максимальной
амплитуды развертывающего напряжения Uр,м.
Результаты моделирования ФЭУ с использованием КАР выходного напряжения при
входном напряжении UАБ = 14 В, показаны на рис. 4.30.
105
Рис. 4.30. Результаты моделирования ФЭУ: а) выходное напряжение инвертора, б) ток,
протекающий через нагрузку, в) ток источника питания (на входе инвертора)
Исследование показало, что КАР выходного напряжения на рис. 4.24
обеспечивает требуемую точность уровня напряжения UН = 220 В (±10%) с
приемлемым коэффициентом гармоник Кг ≤ 10%. Так как в основном на рынке
предлагаются инверторы с низким коэффициентом гармоник, хотя для бытового
потребления достаточно Кг≤10%, в следующем разделе проводится дополнительное
исследование, как можно получить наименьший коэффициент гармоник Кг простым
способом регулирования.
В следующем варианте также используется схема, показанная на рис.4.23, и
фиксированные параметры из табл.4.10. Также сохраняется принцип работы
регулирования как и в предыдущем варианте, меняется только амплитуда
рзавертывающего напряжения симметричной треугольной формы Uр = 5 В с
частотой fP=1кГц и опорное напряжение Uop = 3,5B. На рис.4.31 показан алгоритм
управления регулятора.
106
Рис. 4.31. Алгоритм управления для ключей, регулирующих UH , а) сравнение опорного напряжения с
пилообразным, б) сигналы после сравнения Uop и Up, в ) сигналы, поступающие VT 1,4, г) сигналы,
поступающие VT 2,3
Результаты моделирования инвертора при UАБ = 14В, используя КАР с частотой fp =
1 кГц, в регулируемом режиме показаны на рис.4.32.
Рис. 4.32 Результаты моделирования ФЭУ: а) выходное напряжение инвертора, б) ток,
протекающий через нагрузку, в) ток источника питания (на входе инвертора)
На рис.4.33 показаны результаты регулирования UH по КАР. Полученные
характеристики при использовании fP=1кГц, стабильность UH (сплошная синяя
линия) и Кг (синяя пунктирная линия). Также при fP=100 Гц, стабильность UH
(сплошная красная линия) и Кг (красная пунктирная линия).
107
Рис. 4.33. Сравнение результатов регулирования UH по классичесокму алгоритму управления
На рис.4.34 показаны зависимости UH и КГ от частоты fP развертывающего
напряжения симметричной треугольной формы (пилообразное напряжение) для
КАР.
Рис.4.34. Действующее значение и коэффициент гормоник выходного значения в зависимости от
частоты
Выводы: Исследование показало, что алгоритм регулирования напряжения на
рис.4.31 обеспечивает требуемую точность уровня напряжения UН = 220 В (±10%) с
коэффициентом гармоник Кг = 6 %. Увеличение частоты развертывающего
108
напряжения симметричной треугольной формы приводит к улучшению формы
выходного напряжения при одном и том же значении фильтра С2 = 150мкФ.
4.8.2.
Релейный регулятор напряжения
При изменении UАБ=10÷14 на входе ОИН по мостовой схеме (рис. 4.35),
изменяется длительность импульса включения транзисторов релейным регулятором,
обеспечивающим выходное напряжение постоянным. Для выполнения этой функции
пониженное напряжение инвертора UH с 220 В до 7 В делителем на резисторах R3 и
R4, выпрямляется диодами VD5 – VD8 с балластной нагрузкой R5 до UR5 и
сравнивается с постоянным опорным напряжением Uop = 7 В в блоке " Relay
Regulator ", выходы которого " VT 2,3 и VT 1,4 " управляют силовые транзисторами
VT1 - VT4 и обеспечивает номинальное напряжение UH = 220 B. Выходы блока
"Relay Regulator " VT 2,3 и VT 1,4 соединены с управляющим входами VT 2, VT3 и
VT1, VT4 соответственно. При превышении выпрямленным напряжением UR5
опорного значения 7 В, транзисторы VT1 - VT4 закрываются, а при уменьшении
ниже 7В снова открываются (рис. 4.36). Результаты моделирования приведены в
табл. 4.12, а осциллограммы показаны при UАБ = 10 В на рис. 4.37, а при UАБ = 14 В
на рис. 4.38.
Рис. 4.35 Однофазный инвертор со стабилизацией выходного напряжения в программе Simulink
109
Рис. 4.36 а) Сравнение выпрямленного напряжения с опорным, б) Импульсы
для транзисторов VT1 и VT4, в ) Импульсы для транзисторов VT2 и VT3
Рис. 4.37 Осциллограммы моделирования при UАБ = 10 В: а) Напряжение на
выходе инвертора. б) Ток нагрузки. в) Ток источника питания
Рис. 4.38 Осциллограммы моделирования при UАБ = 14 В: а) Напряжение на выходе инвертора. б)
Ток нагрузки. в) Ток источника питания
110
В табл.4.12 приведены зависимости напряжения на нагрузке UH и коэффициента
нелинейных искажений Кг от напряжения UАБ .
Результаты моделирования
Табл.4.12
Напряжение АБ,
UАБ (В)
Напряжение на нагрузке, UH1 (В)
10
11
12
13
14
Коэффициент нелинейных
искажений Кг (UH1) (%)
221,1
231.6
230,7
228
225,1
5,71
6,68
13,47
12,28
13,65
При изменении напряжения АБ от 10 до 14 вольт, при релейном
регулировании, выходное напряжение инвертора поддерживается в пределах UH1 =
221,1 ÷ 231,6 B, при этом коэффициент гармоник составляет Кг (UH1) = 5,71 ÷ 14 %.
В целом этот способ регулирования быстро работает, схема простая, его
использование для бытового потребления вполне допустимо.
4.8.3 Регулятор с широтно-импульсной модуляцией
При регулировании напряжения на основе ШИМ (на рис 4.39 показано)
сравнивается пилообразное опорное напряжение с выпрямленным сетевым
напряжением,
уменьшенным
делителем
напряжения до
значения опорного
пилообразного напряжения. Амплитуда пилообразного напряжения 10 В при UАБ =
10 ÷ 14 В. Импульсы пилообразного напряжения при превышении выпрямленного
сетевого напряжения открывают силовые транзисторы, которые закрываются, когда
выпрямленное сетевое напряжение превышает пилообразного напряжения в
соответствии с рис 4.39.
Схема инвертора соответствует рис. 4.35, в которой модуль Relay Regulator
cодержит импульсный генератор опорного напряжения амплитудой 10 В с частотой
1000 Гц. Результаты моделирования показаны на рис. 4.40.
111
Рис. 4.39 а) Сравнение выпрямленного напряжения с опорным, б) Импульсы
для транзисторов VT1 и VT4, в) Импульсы для транзисторов VT2 и VT3
Рис. 4.40 Осциллограммы моделирования при UАБ = 14 В: а) Напряжение на выходе инвертора. б)
Ток нагрузки. в) Ток источника питания
112
В табл.4.13 приведены зависимости напряжения на нагрузке UH и коэффициента
нелинейных искажений Кг от напряжения АБ - UАБ.
Результаты моделирования
Табл.4.13
Напряжение АБ,
UАБ (В)
Напряжение на нагрузке, UH2 (В)
10
11
12
13
14
Коэффициент нелинейных
искажений Кг (UH2)
221,3
237
251,3
265,9
277,1
4.03
4.23
4,47
4,51
4,82
В данной схеме осуществляется параметрическая стабилизация напряжения,
но отсуствует формирование синусоидальной ШИМ. С точки зрения формы
напряжения получилась обратная логика, длительность импульсов по краям
полупериода увеличивается, кроме того, стабильность выходного напряжения
низкая.
Исследование показало, что при изменении напряжения АБ на 40 % - от 10 до
14 вольт – выходное напряжение изменяется на 25 % - от 221,3 В до 277,1 В.
Требуемый диапазон изменения напряжения ±10% этот метод не обеспечивает,
поскольку достигнут диапазон ±25%. Положительным свойством данного способа
регулирования является низкий и мало-изменяющийся коэффициент искажений Кг
(UH2) = 4.03 ÷ 4,82 %.
4.8.4 Биспособ регулирования (БР) напряжения инвертора
Предложен
новый
способ
регулирования
инвертора,
обеспечивающий
быстродействующее регулирование, не содержащий инерционных элеметов в цепи
обратной связи, в котором амплитуда выходного напряжения сравнивается с
заданным опорным напряжением, которое состоит из двух частей: постоянное
опорное напряжение и пилообразное напряжение высокой частоты но меншьей
амплитуды (4кГц), наложенное на постоянное опорное напряжение.
113
Пилообразное напряжение с высокой частотой выполняет функцию ШИМ ограничителя выходного напряжения. Этот алгоритм регулирования может быть
назван
«Биспособ
регулирования
напряжения
инвертора»
или
«Квазипараметрический способ стабилизации выходного напряжения инвертора
широтно-импульсным способом с переходом в граничный режим при пониженном
значении этого напряжения». При понижении амплитуды выходного напряжения
инвертора до уровня заданного постояного опорного напряжения, регулятор
переходит в релейный режим.
Регулирование напряжения осуществляется в схеме рис 4.23 путем сравнения с
выпрямленным сетевым напряжением UR5 постоянного опорного напряжения, у
которого есть пилообразные пульсации (см. рис 4.41). Амплитуда пилообразного
напряжения 0,5 В и уровень постоянного опорного напряжения 2,7 В при UАБ = 10 ÷
14 В. Импульсы пилообразного напряжения при превышении выпрямленного
сетевого напряжения открывают силовые транзисторы, которые закрываются, когда
выпрямленное сетевое напряжение превышает пилообразное напряжение (рис. 4.41).
Схема инвертора соответствует рис. 4.35, в которой cодержит постоянное
опорное напряжение Uop = 2,7 B и
импульсный генератор амплитудой 0,5 В с
частотой 1000 Гц.
Рис. 4.41 а) Сравнение выпрямленного напряжения с опорным, б) Импульсы для
транзисторов VT1 и VT4, в) Импульсы для транзисторов VT2 и VT3
114
Осциллограммы приведены на рис. 4.42.
Рис. 4.42 Осциллограммы моделирования при UАБ = 14 В: а) Напряжение на выходе инвертора. б)
Ток нагрузки. в) Ток источника питания
В табл.4.14 приведены зависимости напряжения на нагрузке UH и коэффициента
нелинейных искажений Кг от напряжения АБ - UАБ.
Результаты моделирования
Табл.4.14
Напряжение АБ,
UАБ (В)
Напряжение на нагрузке,
UH3 (В) В
10
11
12
13
14
Коэффициент нелинейных
искажений Кг (UH3)
221
229,5
227
231,3
230
5,7%
6,43 %
8,63%
10,08 %
12,8 %
Исследование показало, что при изменении напряжения АБ на 40 % - от 10 до
14 вольт – выходное напряжение UH3 изменяется на 4 % - от 221 В до 231,3 В.
Требуемый диапазон изменения напряжения ±10% этот метод обеспечивает.
Положительным свойством данного способа регулирования является то, что система
регулирования поддерживает требуемый
уровень напряжения UH
с мало-
изменяющимся коэффициентом искажений Кг(UH3) = 5,7 ÷ 12,8 %.
Рассмотрены
три
методики
автоматической
стабилизации
выходного
напряжения инвертора: релейный регулятор напряжения, регулятор с широтноимпульсной модуляцией и новый регулятор с интегрированным релейным и
115
широтно-импульсным модулятором. На рис. 4.43 показаны итоговые результаты
этих трёх методов регулирования напряжения.
Рис. 4.43 Результаты моделирования автоматической стабилизации выходного напряжения
инвертора
На рис. 4.43 видно, что релейный регулятор напряжения поддерживает
требуемый уровень напряжения, показан черным цветом, а коэффициент гармоник
составляет Кг (UH1) = 5,71 ÷ 14 %, что показано черной пунктирной линей. Регулятор
с
широтно-импульсной
модуляцией
не
обеспечивает
требуемый
уровень
напряжения, показан красным цветом, а коэффициент искажений составляет Кг (UH2)
= 4.03 ÷ 4,82 %, что показано красной пунктирной линией. Регулятор с
интегрированным релейным и широтно-импульсным модулятором обеспечивает
высокую точность стабилизации напряжения 4 %, показан зеленым цветом, что
116
удовлетворяет требуемому диапазону изменения напряжения ±10% , при этом
коэффициент искажений составляет Кг(UH3) = 5,7 ÷ 12,8
%, что показано зеленой
пунктирной линией. Рекомендуется использовать третий способ регулирования,
поскольку он поддерживает уровень напряжения и не дает высокий коэффициент
искажений.
4.8.4.1. Исследование работы БР
Cравнение КАР (рис.4.44) с БР (рис.4.45). На рис. 4.44 видно, что КАР
начинает регулировать с 4 ого периода (0.08с). БР работает с первого периода (0.02с)
на рис.4.45.
Рис. 4.44. Результаты моделирования ФЭУ: а) выходное напряжение инвертора, б) ток,
протекающий через нагрузку, в) ток источника питания (на входе инвертора), сверху вниз.
117
Рис. 4.45. Результаты моделирования ФЭУ: а) выходное напряжение инвертора, б) ток,
протекающий через нагрузку, в) ток источника питания (на входе инвертора), сверху вниз.
Рис. 4.44 показывает, что задержка поивляется в звене измерительного оргена
из-за фильтрующего конденсатора C1 (рис.4.23). Особенность БР (рис.4.45), у него
нет в измерителном органе реактивных элеметов (рис.4.35), только работает с
активными элеметами, задержки нет.
Следовательно проведено исследование на основе надежности работы
инвертора при изменении cos φ = 0,4 ÷ 1 с максимальной мощностью 2 кВт,
поскольку в Мьянме разброс
cos φ
нагрузки большая, из-за не качественных
бытовых потребителей. Сделаны испитание при включении нагурки 2кВт с cos φ =
0,4, в КАР появляется модуляця UH и ток IH не синусоидальная (рис.4.46). А в
быстродействующем регуляторе при одной той же мощности и cos φ не появляется
модуляция выходного напряжения и тока нагрузки (рис. 4.47).
118
Рис. 4.46. Результаты моделирования ФЭУ: а) выходное напряжение инвертора, б) ток,
протекающий через нагрузку, в) ток источника питания (на входе инвертора), сверху вниз.
Рис. 4.47. Результаты моделирования ФЭУ: а) выходное напряжение инвертора, б) ток,
протекающий через нагрузку, в) ток источника питания (на входе инвертора), сверху вниз.
119
Результаты испытания БР при разных cos φ показаны на рис. 4.48.
Pис. 4.48. Зависимости UH и Кг от cos φ
Исследование показало, что БР сохраняет свою качественную работу при
разных cos φ = 0,4 ÷ 1 с максимальной мощностью 2 кВт. БР обеспечивает точность
UH =220 (±10%) и Кг ≤ 10%.
4.8.4.2 Исследование влияния на работу однофазного инвертора
дополнительного включения несимитричной импульсной нагрузки
На рис. 4.49 показана диаграмма включения дополнительной несимитричной
импульсной нагрузки.
Рис. 4.49 Временная диаграмма включения дополнительной импульсной нагрузки
120
На рис. 4.50 показаны временные диаграммы UH, IH и ток источника питания Iп,
использован КАР, показанный по схеме рис.4.23. Проводилось моделирование при
двух режимах UАБ =10 В, а также UАБ =14 В. В КАР использовано значение тактовой
частоты развертывающего напряжения fp = 1кГц с амплитудой Up(мак) = 5В. На рис.
23 видно, что появляется модуляция UH из-за задержки в звене измерительного
оргена фильтрующего конденсатора С1 (рис.4.50).
Рис. 4.50 Результаты моделирования по схеме (рис.4.23), а) выходное напряжение инвертора, б)
ток, протекающий через нагрузку, в) ток источника питания (на входе инвертора)
На рис. 4.51 показаны временные диагрммы UH, IH и IП в моделировании с
быстродействущем регулятором, видно что модуляция выходного напряжения
полностью отсутствует.
Рис. 4.51 Результаты моделирования по схеме (рис.4.35), а) выходное напряжение инвертора, б)
ток, протекающий через нагрузку, в) ток источника питания (на входе инвертора)
121
На рис.4.52 показаны результаты на основе проведенного исследования, сделано
сравнение БР и КАР при напряжениях UАБ = 10 В и 14 В с включением
дополнительной несимитричной импульсной нагрузки. Синим цветом показаны
результаты КАР (сплошная синяя линия – UH) и (синяя пунктирная линия – КГ). Так
же черным цветом показаны результаты БР (сплошная черная линия – UH) и (черная
пунктирная линия – КГ).
Рис. 4.52 Результаты исследования на работу инвертора при включении дополнительной
импульсной нагрузки
Исследование показало, что у КАР при UАБ
= 14 В с включением
дополнительной импульсной нагрузки дает стабильность UH (Кu = 1,1) и Кг меняется
от 6,6 % до 18 % хотя обеспечил при номинальной нагрузке Кг < 6 %. А БР
обеспечивает стабильность UH (Кu = 1) и Кг от 11.48 % до 14 %. БР обеспечивает
точность UH лучше чем КАР и стабильность Кг.
122
4.9 Экспериментальное исследование характеристик солнечных
батарей.
Поглощенная тепловая энергия солнечной батареей.
(4.17)
PПОГЛ = РУД ⋅ S CБ ⋅ ε
где, РУД - номинальная интенсивность солнечного излучения РУД = 1300
Вт
.
м2
ε - коэффициент черноты солнечной панели
2
S СБ - площадь солнечной батареи (м ).
Охлаждение СБ осуществляется путём конвекции воздуха. Удельный
расчетный
коэффициент
теплоотдачи
а
с
использованием
коэффициента
теплопроводности воздуха, кинематической вязкости воздуха, коэффициента
теплового расширения и критериев Прандтля, Релея, Нусельта находится в пределах
а = 5 ÷ 10 ( Вт/m2 K ).
Тепловая мощность отдаваемая нагретой СБ определяется равенством;
PОХЛ = a ⋅ ξ ⋅ S СБ ⋅ (TCБ − Т Среды ) ,
(4.18)
где; РОХЛ - мощность, отбираемая нагретым воздухом у СБ, ξ - коэффициент
охлаждения СБ, ξ = 1÷2, в зависимости от конструкции СБ. Если охлаждение
осуществляется с двух сторон – ξ = 2. Если СБ плотно размещена на крыше, которая
является теплоизолятором, то ξ = 1. Из равенства PПОГЛ = РОХЛ , получено выражение
для температуры СБ;
TCБ = Т Среды +
РУД ⋅ ε
a ⋅ξ
(4.19)
Расчёт температуры СБ, установленной на крыше охлаждаемой конвекцией с
одной стороны, проводится по формуле (4.19) для максимального освещения и
максимальной температуры воздуха:
Для ТСреды = 40 ºС, РУД = 1100 Вт/m^2, ε = 0.9 , а = 10 ( Вт/m^2 K ), ξ=1,
TCБ = Т Среды +
РУД ⋅ ε
a ⋅ξ
= 40 +
1100 ⋅ 0.9
= 40 + 99 = 139 o C . Эксперимент
10 ⋅ 1
показал,
что
при
123
температуре СБ TСБ=140 ºС трескается защитное стекло покрытия СБ. В реальной
конструкции СБ надо учесть отдачу тепла конвективным способом и излучением.
Расчёт температуры СБ, охлаждаемой излучением и конвекцией, производится
из условия равенства поглощаемой и излучаемой энергии в соответствии в 4.19.
PПОГЛ = РУД ⋅ S CБ ⋅ ε = a ⋅ ξ ⋅ S CБ ⋅ ∆T + σ ⋅ S CБ ⋅ ξ ⋅ ε ⋅ ∆T 4
где, ∆T = TCБ − Т Среды , σ = 5,67 ⋅ 10 −8
(4.20)
Вт
, ТСреды=20 ºС, ξ = 2 .
т2 K 4
Графо – аналитический метод решения уравнения (4.20) четвертой степени
относительно ∆T дает результат ∆T= 27 ºС (рис. 4.53), при поглощенной мощности
11000 Вт для SСБ = 12 m2 и ε = 0.9 , при а = 5 ( Вт/m2 K ) - удельный коэффициент
конвективной теплоотдачи.
Рис. 4.53 Зависимость отдаваемой мощности СБ от перегрева ∆T
Это означает, что реальная температура СБ при ξ = 2 - двусторонней
конвекции с учетом излучения даст температуру TСБ=47 ºС.
Сравнение с экспериментом говорит о том, что причина разрушения
(растрескивания) стекла состоит в неравномерном нагреве СБ от локального
источника освещения лампа Рлам=500Вт.
124
В условиях Мьянмы при ТСреды= 50 ºС, температура СБ будет повышаться до
∆T+ ТСреды=27 ºС+50 ºС = 77 ºС. Более детальное исследование ВАХ СБ проведено
экспериментально.
Для сравнения приведем расчёт TСБ охлаждаемой излучением в космическом
пространстве. Расчёт температуры СБ, охлаждаемой излучением (в космическим
пространстве ) осуществляется из равенства;
4
PПОГЛ = РУД ⋅ S CБ ⋅ ε = σ ⋅ 2 S CБ ⋅ ε ⋅ TСБ
(4.21)
При этом температура будет для SСБ = 12 m2 , TСБ= 327.8 К или TСБ=54 ºС.
Эксперимент показал, что при температуре TCБ = 140o C , из-за тепловых деформации
трескается зашитое стекло стандартных СБ. Необходимо использовать систему
охлаждения СБ: в частности известные способы термоэлектрических холодильных
устройств, на которых располагается СБ [26].
В экспериментальных исследованиях ВАХ СБ, использовался прибор для
измерения освещенности "4IN1 Multi Function Environment Meter" который может
измерять освещенность до 20000 Лк, а мощность солнечного освещения 130000 Лк.
Использовалась лампа накаливания с фокусирующим отражателем. ВАХ снималась
при освещённости больше 20000 Лк, но меньше 130000 Лк, а также при
освещенности меньше 20000 Лк.
Реальная освещенность больше 20000 Лк рассчитывалась по формуле через
температуру СБ, при ТСреды = 20 ºС, ε = 0.9 , а = 10 ( Вт/m2 K ), ξ = 2 ;
РУД =
(TCБ − Т Среды ) ⋅ a ⋅ ξ
(4.22)
ε
Результаты
расчёта
освещенности
приведены
в
табл.
4.15,
которые
показывают, что:
1.
Освещенность сильно влияет на температуру СБ, ВАХ СБ.
2.
Напряжение
холостого
хода
уменьшается
с
ростом
освещенности.
3.
Ток короткого замыкания увеличивается с ростом температуры.
температуры
125
Табл.4.15
Экспериментальные результаты
Расстояние
(см)
Температура
СБ, TСБ (ºС)
Перегрев
Освещённость,
∆T=TСБ
– Рл (Лк)
TСреды (ºС)
Удельная
мощность
облучения,
Руд(Вт/m^2)
Напряжение
холостого
хода СБ, Uxx
(В)
Ток
короткого
замыкания
СБ, Iкз (А)
17,5
45
25
55455
556
18,8
0,1
35,5
40
20
44434
445
20
0,3
57,5
30
10
22322
223
19,5
0,25
75
25
5
19980
200
19,6
0,18
4.9.1
Снятие реальных вольт-амперные характеристик СБ
Целью опыта является снятие вольтамперных характеристик СБ описывающих
основные принципы работы данного источника электроэнергии. В данном опыте
будет продемонстрировано влияние освещенности и температуры на характеристики
СБ.
Для того, чтобы продемонстрировать влияние освещенности на работу панели,
были выбраны 5 позиций источника света по отношению к солнечной батареи. Эти
позиции находятся на расстоянии 25см, 50см, 75см, 95см, 115см. Освещенности в
этих точка равны соответственно 53455Лк, 44434Лк, 19980Лк (соответствует одному
солнцу), 13800Лк и 8400Лк. Стоит отметить, что данный опыт проводился при
стандартной температуре 25 градусов поверхности СБ в соответствии паспортными
данными. Таким образом на вольт-амперные характеристики оказывало влияние
только освещенность. При снятии характеристик снималось значение тока КЗ, затем
напряжение ХХ, далее производилась работа при трех сопротивлениях нагрузки: 22
Ом, 44 Ом, 66 Ом. Результаты опыта представлены в табл. 4.16.
126
Численные значение вольтамперной характеристики.
Табл.4.16
Расстояние
Освещённость, Ток
Рл (Лк)
Активная
Ток
Напряжение
короткого
холостого хода нагрузка,
СБ,
СБ, UСБ (В)
СБ,
замыкания
СБ, Uхх (В)
R (Ом)
IСБ(А)
Л (см)
СБ,
22
0,25
5,3
44
0,25
10,4
66
0,19
11,3
22
0,23
4,6
44
0,16
7,1
66
0,2
12,2
22
0,16
3,36
44
0,15
6,7
66
0,15
9,9
22
0,115
2,3
44
0,11
4,5
66
0,09
6,6
22
0,09
1,75
44
0,085
3,5
66
0,07
5,4
лампы
от
Напряжение
IКЗ (А)
25
50
75
95
115
53455
44434
19980
13800
8400
0,28
0,3
0,18
0,12
0,1
21
20,4
19,6
19
18,5
127
На основании результатов опыта построены вольтамперные характеристики (см. рис
4.54)
Рис. 4.54 Вольтамперные характеристики СБ
На рисунке отчетливо видно влияние освещенности на характеристики СБ. С
увеличением расстояния между СБ и источником света (уменьшение освещенности)
ухудшаются вольтамперные характеристики.
Расчет и эксперимент показывают сильное влияние освещения и условий
охлаждения СБ на ВАХ. Прямое солнечное освещение может приводить к
деформации конструкции СБ из-за нагрева. Определены предельные режимы
освещения СБ, ограничивающие возможность разрушения поверхности СБ.
128
Результаты расчёта освещённости через значения измеренной температуры СБ
показывают аутентичность эксперимента и расчёта.
4.10 Расчёт надёжности и стоимости электроэнергии автономной
фотоэлектрической установки
При
наличии
высоковольтной
сети
(в/в
сеть)
удельная
стоимость
электроэнергии $0,05 / kBmч . Для электропитания удаленных областей, существует
три основных варианта: электропитание от ФЭУ, от дизельного генератора (ДВС)
или от ветротурбины (ВЭС).
Для сравнения мы используем портативную ветровую турбину с мощностью
50кВт. При средней скорости ветра 19
km ,
h
она вырабатывает 12 кВт
электроэнергии. С учётом стоимости машины, наряду с расходами по эксплуатации,
при 20-летнем цикле при средней скорости ветра 19 km h стоимость электроэнергии
будет $ 0.12 за кВтч. При сильной скорости ветра стоимость электроэнергии ниже
на 3 цента за кВтч, т.е $ 0,09 за кВтч [15].
Если использовать дизель-генератор с мощностью 50 кВт для производства 12
кВт, то будет низкая эффективность. Целесообразно использовать генератор на 15
кВт. Для получения 12kВт/ч дизельный генератор тратит топливо как минимум 4Л в
час. В течение 20 лет он истратит 663204Л. Дизельное топливо имеет высокую
энергоёмкость и кроме того, оно является самым дорогим из невозобновляемых
источников и производит вредные выбросы. Дизельная электростанция будет иметь
начальную стоимость электрогенератора $ 20000, а расходуемое топливо в течение
20 лет будет стоить $ 1,000,000 без учета расходов на транспортировку и
техническое обслуживание. В зависимости от коэффициента нагрузки и стоимости
топлива дизель-генератор вырабатывает энергию со стоимостью в диапазоне от $ 0,5
до $ 1 за кВтч при ограничении максимальной мощности 15 кВт [18]. Рассмотрим
стоимость электроэнергии ФЭУ.
129
При максимальной мощности нагрузки Pмакс , Н = 2кВт потребляемая энергия за
день будет ЭЗА _ ДЕНЬ = 10кВтч . При удельной стоимости инвертора ξ И = $227 / kBm ,
текущая стоимость инвертора будет C И =
Pмакс , Н
ξИ
=
2kBm
= 454$ .
$227 / kBm
Удельная стоимость солнечной панели ξ СБ = $6450 / kBm . Для потребляемой
энергии за день ЭЗА _ ДЕНЬ = 10кВтч при времени освещения TC = 12часов рассчитаем
стоимость солнечной панели ССБ =
ЭЗА _ ДЕНЬ
TC
* ξ CБ =
10kBmч
* $6450 / kBm = 5375$ .
12ч
При удельной стоимости гелевого аккумулятора ξ АБ = $220 / kBmч для
обеспечения энергии за день11кВтч, рассчитаем стоимость АБ:
C AБ = 2 * ЭЗА _ ДЕНЬ * ξ АБ = 2 * 11кВтч * $220 / kBmч = 4840$ .
Начальная стоимость оборудования ФЭУ будет равна:
К = С И + С АБ + С СБ = 454$ + 4840$ + 5375$ = 10669$ . За 20 лет надо заменить 4 комплекта
АБ, стоимость которых равна: C AБ _ 20 ЛЕТ = 4 * С АБ = 4 * $ = 19360$ .
Суммарная стоимость ФЭУ с учётом замены АБ 4 раза будет равна:
С СУММА _ 20 ЛЕТ = С И + С СБ + С АБ _ 20 ЛЕТ = 454$ + 5375$ + 19360$ = 25189$ .
Потребляемая энергия за 20 лет:
ЭЗА _ 20 ЛЕТ = 20 лет * количество _ дней _ в _ год * ЭЗА _ ДЕНЬ = 20 * 365 *11kBmч = 80300кВmч
Удельная стоимость энергии за время использования ФЭУ 20 лет ($) равна:
С ЗА _ ЕДИНИЦУ _ ЭНЕРГИИ _ 25 ЛЕТ =
С СУММА _ 20 ЛЕТ
ЭЗА _ 20 ЛЕТ
=
23429$
$
= 0,25
80300kBm
kBmч
На рис. 4.55 приведена удельная стоимость электроэнергии для ФЭУ, ДВС, ВЭС, в/в
сеть.
130
Рис. 4.55 Сравнение стоимости ФЭУ с другими источниками энергии, где, ФЭУ –
фотоэлектрическая установка, ДВС – двигатель внутреннего сгорания, дизель, ВЭС – ветровая
электростанция, В/B сеть – высоковольтная сеть.
Из рис 4.34 следует, что стоимость удельной энергии ФЭУ выше, чем у ВЭС и
ниже, чем у ДВС и может быть снижена заменой гелевых аккумуляторов на более
дешевые свинцовые аккумуляторы.
4.10.1 Вероятность безотказной работы аккумуляторной батареи
Для аккумуляторной батареи, содержащей m последовательно соединённых
аккумуляторов, вероятность безотказной работы в течение определенного времени
автономной работы t определяется следующей формулой:
P (t ) = e
− m * λ *t
=
1
e m * λ *t
, где:
(4.24)
P(t ) - вероятность безотказной работы, m - количество последовательно соединённых
аккумуляторов, λ - интенсивность (средняя частота) отказов,
t - время работы – 3 года. Для λ = 10 −6
1
- типовое значение частоты отказов, для
час
t = 20 лет , для t = количество_лет · количество_дней · часов_в_день = 3·365·24 =
26380 ч, для U H = 220B количество последовательно соединённых аккумуляторов
m = 5 рассчитаем вероятность безотказной работы
131
P (t ) =
1
e
5 * 10
−6
* 26380
= 0 ,9
Эта высокая вероятность безотказной работы означает, что не нужно разрабатывать
специальные методы повышения надёжности аккумуляторной батареи: целократное
или
дробнократное
резервирование,
замена
раньше,
чем
через
3
лет,
индивидуальный контроль аккумулятора и т.п, поскольку из 5 штук через 3 лет не
будет исправлять аккумуляторные батареи.
4.10.2 Рекомендации при применении устройств защитного
отключения
В [55] приведены рекомендации при проектировании, монтаже, наладке и
эксплуатации электроустановок жилых, производственных и общественных заданий
с применением устройств защитного отключения (УЗО).
УЗО применяется для комплектации вводно-распределительных устройств
(ВРУ), распределительных щитов (РЩ), групповых щитков (квартирных и этажных),
устанавливаемых в общественных зданиях – детских дошкольных учреждениях,
школах, профессионально-технических, средних, специальных и высших учебных
заведениях, гостиницах, санаториях, мотелях, библиотеках, крытых спортивных и
физкультурно-оздоровительных учреждениях, бассейнах, саунах, театрах, клубах,
кинотеатрах, магазинах, предприятиях общественного питания, предприятиях
бытового обслуживания, торговых павильонах, киосках и т.п., жилых зданиях –
индивидуальных и многоквартирных, дачах, садовых домиках, общежитиях,
бытовых помещениях и т.п., в административных зданиях, производственных
помещениях – цехах, мастерских, АЗС, автомойках, ангарах, гаражах, складских
помещениях и т.п., а также для защиты отдельных потребителей электроэнергии.
132
До настоящего времени большая часть электроустановок в нашей стране
работает с системой заземления подобной ТN – C. В такой электроустановке, при
пробое изоляции на корпус электроприемника в случае, если этот корпус не
заземлен (например, холодильник или стиральная машина на изолирующем
основании), УЗО, включенное в цепь питания электроприемника, не сработает,
поскольку
нет
цепи
протекания
тока
утечки
–
отсутствует
разностный
(дифференциальный) ток. При этом на корпусе электроприемника окажется опасный
потенциал относительно земли.
В этом случае при прикосновении человека к корпусу электроприемника
и протекании через его тело тока на землю, превышающего номинальный
отключающий дифференциальный ток УЗО (ток уставки) – I∆n, УЗО среагирует и
отключит электроустановку от сети, в результате жизнь человека будет спасена.
Рекомендуется использовать УЗО описанное в приложении 3 [55] в данной ФЭУ и
включать на выходе инвертора.
Выводы
1.
Исследовали 8 схем ФЭУ, отличающихся напряжением СБ, АБ и включением
сглаживающего дросселя на переменной
шине
и постоянной шине.
исследование позволило выбрать оптимальную схему:
Это
низковольтную схему с
однофазным инвертором напряжения по мостовой схеме. У этой схемы отсутствует
перенапряжение на транзисторах и реверсивный ток АБ.
2
Анализ свойств феррорезонансного стабилизатора напряжения показал
бесперспективность его использования в данной схеме, потому что не обеспечивает
нужную точность стабилизации. Результаты моделирования феррорезонансного
стабилизатора показывает, что при изменении напряжения U АБ пропорционально
изменяется выходное напряжение U H и эффекта феррорезонансной стабилизации не
возникает (см.табл.4,6). Это объясняет необходимость использования вместо
133
феррорезонансного стабилизатора напряжения широтно-импульсного регулятора
(ШИР). Из двух возможных типов ФЭУ: низковольтной 12 В и высоковольтной 220
В, предпочтительна низковольтная схема 12 В из-за отсутствие перенапряжения на
транзисторах.
3.
Разработана
новая
структура
фотоэлектрической
установки
с
преобразователем, в котором выходной конденсатор фильтра с индуктивностью
нагрузки образует параллельный резонансный контур, позволяющий исключить из
схемы последовательный дроссель в цепи переменного тока.
4.
Моделировался сердечник трансформатора с учётом гистерезисом и без учёта
гистерезиса. Учет гистерезиса необходим, поскольку при высоком напряжении АБ
коэффициент гармоник выходного напряжения ухудшается в 3.2 раза.
5.
Исследованное влияния изменения нагрузки на работу ФЭУ показало, что
коэффициент гармоник при cos φ=0,8 меняется от 3,15 %
до 10,15 %, при
номинальной нагрузке и изменении напряжения АБ. При активной нагрузки – от
номинальной до холостого хода Кг(UH) изменяется от 4,46 % до 5,71 %.
Разработанный инвертор можно использовать для любых бытовых электроприборов.
6.
Рассмотрены
три
способы
автоматической
стабилизации
выходного
напряжения инвертора: релейный регулятор напряжения, регулятор с широтноимпульсной модуляцией и регулятор с интегрированным релейным и широтноимпульсным модулятором. Релейный регулятор поддерживает напряжение в
пределах UH1 = 221,1 ÷ 231,6 B, при этом коэффициент гармоник составляет Кг (UH1)
= 5,71 ÷ 14 %. Регулятор с широтно-импульсной модуляцией поддерживает UH2 =
221,3 ÷ 277,1 В, а коэффициент искажений Кг (UH2) = 4.03 ÷ 4,82 %. Регулятор с
интегрированным релейным и широтно-импульсным модулятором обеспечивает
напряжение UH3 = 221 ÷ 231,3 В, а коэффициентом искажений Кг(UH3)=5,7÷12,8 %.
Рекомендуется использовать новый регулятор с интегрированным релейным и
широтно-импульсным модулятором , поскольку он обеспечивает точность и не
имеет высокий коэффициент искажений.
134
7.
Экспериментально снимали реальные вольт-амперные характеристики СБ.
Эксперименты показывают сильное влияние освещения и условий охлаждения СБ на
ВАХ. Прямое солнечное освещение может приводить к деформации конструкции СБ
из-за нагрева. В ходе эксперимента снимали характеристики СБ для 5 позиций
источника света по отношению к солнечной батареи, и производилась работа при
трех сопротивлениях нагрузки: 22 Ом, 44 Ом, 66 Ом. Эксперимент показал, что при
температуре TСБ=140ºС, из-за тепловых деформации трескается защитное стекло
стандартных СБ.
8.
Сравнили стоимость ФЭУ с другими источниками энергии. Для жителей
Мьянмы удельная стоимость электроэнергии при наличии высоковольтной сети (в/в
сеть) равна $0,05 / kBmч , при использовании дизель-генератора её стоимость будет
$0,5 / kBmч , при использовании ветровых электростанций -
$0,12 / kBmч , а при
использовании ФЭУ - $0,25 / kBmч . Из этого видно, что стоимость электроэнергии
ФЭУ в 5 раз дороже сетевой электроэнергии Мьянмы, в 2 раза дешевле
электроэнергии от дизель-генератора, но в 2 раза дороже ветровой электроэнергии.
Но в настоящее время сетевое электроснабжение Мьянмы охватывает не всю страну
и
может
обеспечить
только
30
%
населения.
Использование
ветровых
электростанций в Мьянме мало изучено, а высокая стоимость электроэнергии от
дизель-генератора не соответствует доходам жителей.
135
Заключение
В рамках данной работы решены все поставленные задачи, а проведенные
исследования позволяют сделать следующие выводы:
1.
Анализ возможностей использования альтернативной энергии для решения
проблем нехватки электроэнергии в развивающихся странах, таких, как Мьянма,
показывает, что солнечная энергетика в перспективе может сыграть большую роль в
топливно-энергетическом комплексе Мьянмы.
Ее географическое положение, с
одной стороны, и мировое развитие технологии в сфере солнечной энергетики, с
другой стороны, создают возможность для достаточно полного и быстрого решения
проблемы недостаточного энергоснабжения в стране.
2.
Идея работы базируется на эффективном использовании современных
решений
в
области
фотоэлектрических
преобразовательной техники.
Доказана
источников
энергии
и
силовой
целесообразность и эффективность
использования ФЭУ для автономного электропитания в условиях Мьянмы.
3.
Автономная солнечная установка стоит дорого, 50% стоимости приходится на
солнечные модули, 45 % стоимости составляют другие элементы (аккумулятор,
инвертор, контроль заряда) и 5% - остальные материалы.
В данной диссертации на основе технических характеристик СБ и АБ была
предложена наиболее эффективная в условиях Мьянмы ФЭУ:
- АБ типа гелевая, как допускаемая максимальную глубину разряда до 80%;
- СБ – кристаллическая, как имеющая минимальный температурный коэффициент по
напряжению;
- подтверждена (на основе моделирования) возможность создания ФЭУ для
тропических условий с непосредственным соединением СБ и АБ, обеспечивающая
практически полное использование установленной мощности СБ при переменной
ориентации относительно Солнца.
3. В известных моделях СБ нет возможности учитывать влияние окружающей среды:
солнечной радиации и температуры. В данной диссертации для моделирования
136
предлагаются две оригинальные модели СБ в разделе SimPowerSystems, ВАХ
которых проходит по трём характерным точкам: точка холостого хода, точка
короткого замыкания, точка максимальной мощности и учитывается радиация и
температуры. В диссертации разработаны и затем внедрены в учебный процесс
кафедры ЭКАОиЭТ модели и программа моделирования СБ и ФЭУ.
4.
Были исследованы 8 схем ФЭУ, отличающихся напряжением СБ, АБ и
включением сглаживающего дросселя в переменной или постоянной цепи. Это
исследование позволило выбрать оптимальную низковольтную схему с однофазным
мостовым инвертором напряжения, в которой отсутствует перенапряжение на
транзисторах и реверсивный ток АБ. В разработанной структуре фотоэлектрической
установке выходной конденсатор фильтра с индуктивностью нагрузки образует
параллельный резонансный контур, что позволило исключить из схемы дроссели в
цепи переменного и постоянного тока.
Рассмотрены три вида опорного напряжения в системе автоматической
стабилизации напряжения инвертора. Рекомендуется использовать новый регулятор
с интегрированным релейным и широтно-импульсным модулятором (Биспособ
регулирования напряжения инвертора), поскольку он обеспечивает точность и не
дает высокого коэффициента искажений.
5.
Экспериментально снимались реальные вольт-амперные характеристики
кремниевой кристаллической СБ с концентрированным излучением. Эксперименты
показали сильное влияние освещения и условий охлаждения СБ на ее ВАХ. Прямое
солнечное освещение может приводить к деформации конструкции СБ из-за нагрева.
Эксперимент показал, что при температуре TСБ=140 ºС, из-за тепловой деформации
трескается защитное стекло стандартных СБ.
Проведен расчёт стоимости ФЭУ по сравнению с другими источниками
энергии. Стоимость электроэнергии ФЭУ в 5 раз дороже сетевой электроэнергии
Мьянмы, в 2 раза дешевле электроэнергии от дизель-генератора, но в 2 раза дороже
137
ветровой
электроэнергии.
Представленная
ФЭУ
может
решить
проблему
электроснабжения населения в удаленных районах Мьянмы.
Перечень аббревиатур
ФЭУ
фотоэлектрическая установка
СЭ
солнечный элемент
СБ
солнечная батарея
АБ
аккумуляторная батарея
ВАХ
вольт – амперная характеристика СБ
ШИМ
широтно-импульсная модуляция
G
текущее освещение от Солнца.
GH
номинальное освещение ( PC = 1000 Вт м )
РС
удельная мощность солнечного освещения
РСМ
республика союза Мьянма
АСЭС
автономная система электроснабжения
ОИН
однофазный инвертор напряжения
КНИ
коэффициент нелинейных искажений
SPS
SimPowerSystem
CP
солнечной радиации
GEP
компания - General electric power
EPIA
Европейская ассоциация фотоэлектрической промышленности
АЭС
атомная электростанция
ГЭС
гидроэлектростанция
КЗ
коэффициент заполнения
СП
солнечная панель
ОРТ
оптимальной рабочей точкой
НХХ
напряжения холостого хода
2
138
МАФУ
малых автономных фотоэлектрических установках
ШИР
широтно-импульсное регулирование
TV
однофазный трансформатор
УЗО
устройство защитного отключения
КАР
Класический алгоритм регулирования
БР
Биспособ регулирования
139
Литература
1. Ерёменко В.Г., Жирнова Н.Б., Нян Линн Аунг. МОДЕЛИРОВАНИЕ
СИСТЕМЫ ЭЛЕКТРОСНАБЖЕНИЯ КОСМИЧЕСКОГО АППАРАТА С АРСЕНИДГАЛЛИЕВОЙ СОЛНЕЧНОЙ БАТАРЕЕЙ. Практическая Силовая Электроника,
2012г.,№ 1 (45). – 43 ÷ 46 с.
2. Ерёменко В.Г., Жирнова Н.Б., Нян Линн Аунг.
РЕЗУЛЬТАТЫ
ПРОЕКТИРОВАНИЯ СИТЕМЫ ЭЛЕКТРОСНАБЖЕНИЯ КОТТЕЖДА С
СОЛНЕЧНОЙ БАТАРЕЙ. Практическая силовая электроника. № 1 (53) / 2014г.- 12 ÷
16с.
3.
Нян Линн Аунг, В.Г. Ерёменко, Н.Б. Жирнова. Солнечная
фотоэлектрическая установка автономного электропитания для бытовых
потребителей в индивидуальных хозяйствах. Научно-технический журнал
« Электропитание ». № 3 / 2013г. 21 ÷ 26 с.
4.
Нян Линн Аунг, асп.; рук. В.Г. Еременко, д.т.н., проф. (НИУ « МЭИ »).
Выбор типа солнечной батареи для бытового электропитания в тропических
условиях: ХI Международная ежегодная конференция «Возобновляемая и малая
энергетика-2014». Москва. УДК 785.78, ББК 45.53 А-99, стр. 68.
Нян Линн Аунг, асп.; рук. В.Г. Еременко, д.т.н., проф. (НИУ « МЭИ »).
5.
ИНВЕРТОР НАПРЯЖЕНИЯ СОЛНЕЧНОЙ БАТАРЕИ ДЛЯ ТРОПИЧЕСКИХ
УСЛОВИЙ: Двадцатая Междунар. науч.-техн. конф. студентов и аспиратов: Тез.
докл. В 4 т. Т. 2.: Издательский дом МЭИ, 2014. – 194с.
6.
Нян Линн Аунг, асп.; рук. В.Г. Еременко, д.т.н., проф. (НИУ « МЭИ »).
МОДЕЛИРОВАНИЕ СИСТЕМЫ ЭЛЕКТРОСНАБЖЕНИЯ КОСМИЧЕСКОГО
АППАРАТА
С
АРСЕНИДГАЛЛИЕВОЙ
СОЛНЕЧНОЙ
БАТАРЕЕЙ:
Аэрокосмические технологии МНТК-2014. УДК 629.78, ББК 39.53 А-99, ISBN 978-57038-3976-8, стр. 41. Издательство МГТУ им. Н.Э. Баумана 2014.
7. Лин Аунг Тет, Малинин Н.К, Шестопалова Т.А. Исследование информационного
обеспечения гелиоэнергетических расчетов и ресурсов солнечной энергии Мьянмы //
Вестник МЭИ. 2014, №1. 43- 49с.
140
8. Геро Рютер, Андрей Гурков. Мировая солнечная энергетика: переломный год
[Электронный ресурс]/Геро Рютер, Андрей Гурков.
Экономика. - 2013. – Режим доступа:http://dw.de/p/18g0r
9. Большой атлас мира «ГЛОБУС», АЗИЯ. – М.: ООО «Издательство Мир книги»,
2006. – 80с.
10. Ей Вин. Исследование эффективности использования солнечной энергии для
систем автономного энергоснабжения в Республике Союза Мьянма: дис. ... канд. тех.
наук: 05.14.08/ Ей Вин. – М., 2013. – 155 с.
11. Thet Thet Han Yee, Su Su Win, and Nyein Nyein Soe. Solar Energy Potential and
Applications in Myanmar [Электронный ресурс]/Thet Thet Han Yee, Su Su Win, and
Nyein Nyein Soe//International Science Index Vol:2, №6. - 2008. – Режим доступа:
waset.org/Publication/12130
12. U Htun Lwin. Weather in Myanmar [Электронный ресурс]/ U Htun Lwin //
Department of meteorology Union of Myanmar – 2014. – Режим доступа:
http://www.climateandweather.com/weather-in-myanmar-burma
13. Marcelo Gradella Villalva, Jonas Rafael Gazoli, and Ernesto Ruppert Filho.
Comprehensive Approach to Modeling and Simulation of Photovoltaic Arrays
[Электронный ресурс] / Marcelo Gradella Villalva, Jonas Rafael Gazoli, and Ernesto
Ruppert Filho. Brazillian Journal of Power Electronics, vol. 14, no.1, pp. 35-45, 2009 –
Режим доступа:
http://www.researchgate.net/publication/224397300_Comprehensive_Approach_to_Model
ing_and_Simulation_of_Photovoltaic_Arrays
14. Энергетические режимы источников энергии космических аппаратов/ учебное
пособие. – М.: Издательский дом МЭИ, 1991. – 92 с.
15. Tom Markvart & Luis Castaner. Practical handbook of photovoltaics fundamentals and
applications/ Tom Markvart & Luis Castaner. – Oxford: Elsevier Ltd, 2003. – 1015с.
16. Aldo V. Da Rosa. Fundamentals of renewable energy processes/Aldo V. Da Rosa. –
London: Elsevier Inc, 2009. – 818 с.
141
17. Хрусталев, Д.А. Аккумуляторы: учебное пособие для студентов средних и
высших учебных заведений/ Д.А/ Хрусталев. – М.: Изумруд, 2003. — 224 с.
18. Wind Power vs Diesel Power vs Solar Power (Comparison)[Электронный ресурс]/
Uprise Energy, LLC. San Diego, CA, USA. – 2012. – Режим доступа:
http://upriseenergy.com/blog/2012/9/15/wind-power-vs-diesel-power-vs-solar-powercomparison
19. James P. Electricity production by country[Электронный ресурс]/James P.//CIA
World
Factbook
/
Index
mundi.
–
2012.
–
Режим
доступа:
http://www.indexmundi.com/g/r.aspx?t=100&v=79
20. Ей Вин, Виссарионов В.И. Оптимизация параметров системы энергоснабжения с
использованием солнечной энергии для автономного потребителя в Мьянме/ Ей Вин,
В.И. Виссарионов. – М.: Издательский дом МЭИ/Вестник МЭИ. 2012, No 5, 42 ÷ 49
с.
21. Дьяконов, В.П. Основы применения MATLAB 6.5 SP1/7 + Simulink 5/6 (Серия «
Библиотека профессионала») / В.П. Дьяконов. – М. : СОЛОН- Пресс, 2005. – 800 с.
22. Roberto Bocca, Arthur Hanna, Kunio Senga. New energy architecture:Myanmar
[Электронный ресурс]/ Roberto Bocca, Arthur Hanna, Kunio Senga// World economic
Режим
доступа:
forum.
–
June
2012.
–
http://www.adb.org/sites/default/files/publication/30265/new-energy-architecture-mya.pdf
23. Robert, L. H. The Geology of Burma (Myanmar):An Annotated Bibliography of
Burma’s Geology, Geography and Earth Science/ Robert Lee Hadden. – USA:
Topographic Engineering Center, September 2008. – 312 с.
24. David Dapice. Electricity Demand and Supply in Myanmar Electricity in Myanmar
[Электронный ресурс]/David Dapice//HARVARD Kennedy School. – December 2012. –
Режим доступа: http://ash.harvard.edu/files/electricitydemand.pdf
25. Аунг Вин Мо, Виссарионов В.И. Оценка ресурсов
Мьянмы. /Вестник МЭИ. 2010, No1. 32– 34 с.
солнечной энергетики
26. Виссарионов, В.И., Малинин,Н.К., Дерюгина,Г.В., Кузнецова, В.А. Солнечная
энергетика: учебное пособие для вузов/ В.И.Виссарионов, Н.К.Малинин, Г.В.
Дерюгина, В.А.Кузнецова. − М.: Издательский дом МЭИ, 2008. - 276 c.
142
27. Зай Я Минт. Исследование энергетических характеристик региональной
ветровой энергетики в Республике Союза Мьянма: дис. ... канд. тех. наук: 05.14.08/
Зай Я Минт. – М., 2013. – 214 с.
28. Расчёт электромагнитных элементов источников вторичного электропитания :
учебное пособие для вузов / Горский, А.Н., Русин, Ю.С., Иванов, Н.Р.– М.: Радио и
связь, 1988. – 176 с.
29. Выбор и расчёт сердечника трансформатора [Электронный ресурс] – 2003. – N 4.
– Режим доступа: URL: http://katod-anod.ru/articles/49
30. Шмелёв В.Е., Дюков А.Н. Учебно-исследовательское моделирование
однофазного трансформатора с учетом насыщения магнитной цепи и вихревых
токов в пластинах [Электронный ресурс] / В.Е.Шмелёв., А.Н.Дюков. Владимирский
государственный университет, Владимир. - 2010. – Режим доступа:
http://matlab.ru/upload/resources/EDU%20Conf/pp%20680-688%20Shmeliov.pdf
31. Михеев, Г.М., Шевцов, В.М., Иванова, Т.Г. Методы определения индуктивности
рассеяния обмоток силового трансформатора [Электронный ресурс] / Журнал
ВЕСТНИК ЧУВАШСКОГО УНИВЕРСИТЕТА, Выпуск № 2 / 2009. – Режим
доступа: http://cyberleninka.ru/article/n/metody-opredeleniya-induktivnosti-rasseyaniyaobmotok-silovogo-transformatora/
32. Копылов, И.П., Клоков, Б.К., Морозкин, В.П. Проектирование электрических
машин. – М.: Энергоатомиздат, 1993.- 464с.
33. Курзуков, Н.И. Стартерный аккумулятор на автомобиле / Н.И.Курзуков. – М.:
Никкель, 2009. – 96 с.
34. Оптимизация устройств автономной энергетики: сборник статей. – Киев: Изд-во
Наукова думка, 1978. – 167 с.
35. Хасаев, О.И. Транзисторные преобразователи напряжения и частоты/ О.И.
Хасаев. – М.: Наука, 1966. – 175 с.
36. Основы преобразовательной техники: учебник для вузов / Руденко В.С.,Сенько
В.И., Чиженко И.М.: – М.: Высшая школа, 1974. – 422 с.
37.Поисковое проектирование устройств силовой электроники (трансформаторнополупроводниковые устройства): учебное пособие для вузов / Мыцык,Г.С., Берилов,
А.В, Михеев, В.В. – М.: Издательский дом МЭИ, 2010. – 284 с.
143
38. Готтлиб, И.М. Источники питания. Инверторы, конверторы, линейные и
импульсные стабилизаторы/ И.М.Готтлиб. – М.: Постмаркет, 2000. – 552 с.
39. Курзуков, Н.И, Ягнятинский, В.М. Стартерные аккумуляторные батареи/
Н.И.Курзуков., В.М.Ягнятинский. – М.: Никкель, 2011. – 220 с.
40. Химические источники тока: справочник. – М.: Издательский дом МЭИ, 2003. –
740 с.
41. Попков, О.З. Физические основы электроники (конспект лекций): учебное
пособие / О.З.Попков. – М.: Издательский дом МЭИ, 2009. – 100 с.
42. Кашкаров, А.П. Ветрогенераторы, солнечные батареи и другие полезные
конструкции / А.П.Кашкаров. – М.: ДМК Пресс, 2011. – 144 с.
43. Нетрадиционные источники и методы преобразования энергии: учебное пособие
для вузов / Баранов, Н.Н. – М.: Издательский дом МЭИ, 2012. – 383 с.
44. Нян Линн Аунг, асп.; рук. В.Г. Еременко, д.т.н., проф. (НИУ « МЭИ »). Система
электропитания коттеджа с солнечной батареей. Радиоэлектроника, Электротехника
и Энергетика: Девятнадцатая Междунар. науч.-техн. конф. студентов и аспирантов:
Тез. докл. В 4 т. Т. 2.: Издательский дом МЭИ, 2013. 195 с.
45. Нян Линн Аунг, асп.; рук. В.Г. Еременко, д.т.н., проф. (НИУ « МЭИ »).
Солнечная батарея и аккумулятор для системы автономного электропитания:
Двадцать первая международная научно – техническая конференция студентов и
аспирантов: Тез. докл. В 4 т. Т. 2.: Издательский дом МЭИ, 2015, стр. 153.
46.
Кастров М.Ю. Однокаскадный понижающий – повышающий инвертор.
Практическая силовая электроника № (32) / М.Ю. Кастров. 2008. – 4-10с.
47.
Малышков Г.М., Крючков В.В., Соловьев И.Н., Карзов Б.Н. Синус
синусоидальная
широтно-импульсная
модуляция.
Практическая
силовая
электроника № (32) / Г.М. Малышков, В.В. Крючков, И.Н. Соловьев, Б.Н. Карзов.
2008. – 11-14с.
144
48.
Шевцов
Д.А.,
Манбеков
Д.Р.
Анализ
несимметричных
режимов
перемагничивания сердечника трансформатора в двухтактных преобразователях с
дросселем переменного тока в первичной цепи. Практическая силовая электроника
№ (32) / Д.А. Шевцов, Д. Р Манбеков. 2008. – 46-47с.
49.
Брылина О.Г. Многозонные регуляторы с различными законами широтно- и
частотно-широтно-импульсной модуляции. Практическая силовая электроника №2
(54) / О.Г. Брылина. 2014. – 36-40с.
50.
Чудесников М.А. Методика выбора параметров фильтра нижних частот для
инвертора. Практическая силовая электроника №30/ М.А. Чудесников. 2008.– 18-20с.
51. Буре И.Г., Буре А.Б., Хевсуриани И.М., Нурмеева Д.Р. Оптимизация параметров
пассивных элементов силовых гибридных фильтров. Практическая силовая
электроника №43/ И.Г. Буре, А.Б. Буре, И.М. Хевсуриани, Д.Р. Нурмеева. 2011.– 1013с.
52. ПЗСТ трансформаторное оборудование [Электронный ресурс]. ООО «Псковский
Завод Силовых Трансформаторов» – Режим доступа: URL: www. PZST.ru
53. Фоченков Эдуард. Программы расчёта моточных изделий в импульсных
преобразователях.
54. Белгородский институт альтернативной энергетики [Электронный ресурс].–
Режим доступа: http://www.altenergo-nii.ru
55. Душкин Н.Д., Монаков В.К., Старшинов В.А. Рекомендации по проектированию,
монтажу и эксплуатации зданий при применении
устройств защитного отключения/ Н.Д. Душкин, В.К Монаков, В.А Старшинов. –
М.: Издательство МЭИ, 2001. 120с.
56. Prof. Devang Khakhar. The National Centre for Photovoltaic Research and
Education\Jawaharlal Nehru National Solar Mission of the Government of India
[Электронный ресурс]/Devang Khakhar//NCPRE. – December 2013. – Режим
доступа:http://www.ncpre.iitb.ac.in/pages/current_activities_solar_pv_systems_modules.h
tml#pe
145
ПреложениеП.1
Параметры диода, используемого при проектировании инвертора ФЭУ.
146
Приложение П.2
Параметры транзистора, используемого при проектировании инвертора ФЭУ.
147
Приложение П.3
Механические параметры гелевой аккумуляторной батареи, используемой в данной
ФЭУ.
148
Приложение П.4
Электрические параметры гелевой аккумуляторной батареи, используемой в данной
ФЭУ.
149
Приложение П.5
Фотоэлектрический модуль на основе монокристаллического кремния PSM4 150W
Применение
•
•
•
•
•
•
Электрификация сельского хозяйства
Домашние солнечные системы
Насосные водяные станции
Системы телекоммуникации
Строительство
Сетевые системы
Конструкция
•
•
•
•
•
•
•
•
Окрашенная алюминиевая рама 38 мм
72 монокристаллических солнечных элементов
последовательно
Стекло марки M1 закаленное
Герметизация метилметакрилат, PET
Соединительная коробка с защитой IP65 TYCO
Напряжение в системе до 600В
Для удобства установки в раме предусмотрено 4 отверстия
O5.5 мм
Для уменьшения потерь при затенении в соединительной
коробке установлено 3 диода
Посмотреть в *.pdf
Стандарты качества
•
•
Разработан с учетом требований стандарта IEC 61215
Каждый модуль подвергается индивидуальной проверке и
тестированиюЭлектрические параметры
Максимальная мощность
Напряжение при макс.
мощности
Ток при макс. мощности
Напряжение х.х.
Ток к.з.
Напряжение в системе
NOCT
КПД ФЭП
Pmp, Вт
PSM4-150
150
PSM4-135*
135
Ump, В
Imp, A
Uoc, В
Isc, A
В
0
C
PSM4-120
120
34
4.2
3.7
43.2
3.8
4.4
3.1
3.3
600
>=14.6%
45
13.2…14.6%
11.3…13.2%
150
Допуск ±10%
* Зависит от КПД солнечных элементов;
При производстве PSM4-135 используются солнечные элементы с более низким
КПД.
Стандартные условия тестирования (STC):
•
•
Мощность освещения 1000Вт*м 2 спектр
AM 1,5 температура 25 0 C.
Температура в освещаемом модуле повышается пропорционально мощности
освещения.
На рисунке показаны вольтамперные характеристики при реальной температуре
модуля в зависимости от освещения и температуре окружающего воздуха 250C
Механические параметры
Общая площадь
Масса
1.28 m2
19 kg
Лицевая поверхность
Стекло марки M1 (4мм)
Тыльная поверхность
PET пленка 0.1 мм
151
Герметизация модуля
метилметакрилат
Герметизация края
Рама
Силикон
Окрашенный алюминий
Соединит. коробка
Герметичная IP65 TYCO
Количество элементов
Тип
Влажность
Температура воздуха
Размер
Градостойкость
72
Монокристаллические 125 мм псевдоквадрат, фото-чувствительная
тыльная сторона
до 100%
-40…600C
1600х800х38
40 mm hailstones/speed 15 m/s
152
Приложение П.6
Электрические параметры солнечных элементов
Приложение П.7
Модельное описание солнечной батареи в программе Matlab.
Ниже приведён пример вычислительного сценария MATLAB, задающего параметры
моделируемой солнечной батареи. После выполнения сценария в рабочей области
MATLAB будут храниться соответствующие переменные, значения которых будут
использоваться моделью Simulink.
%Constants for volt-ampere characteristics
q=1.6*10^-19;T=300;k=1.38*10^-23;
%Input power density (W/m^2)
Pin=1000/10^4;
%Indeed to enter open circuit voltage
%and short circuit current of solar cell
Uoc=input('Enter open circuit voltage(B): ');
Ipv=input('Enter short circuit current(mA): ');
%Calculation of diode dark current
%Uoc=0.887;Ipv=19.4e-3;
Io=Ipv/(exp((q*Uoc)/(k*T))-1);
%Volt-ampere characteristic with the funcion
%of Is (0 to Ipv)
Is=0:0.0000001:Ipv;
U=(k*T/q)*log(((Ipv-Is)/Io)+1);
%Output power of solar cell
P=(U'.*Is');
%Finding at maximum power point (pmax),(iopt),u(opt)
Pmax=max(P);Iopt=Is(P==Pmax);Uopt=U(P==Pmax);
%Current coefficient and voltage coefficient
153
Ku=Uopt/Uoc;Ki=Iopt/Ipv;
%Calculation of fill factor (FF)
FF=(Iopt*Uopt)/(Ipv*Uoc);
%Calculation of coefficient(%)
coefficient=((Uoc*Ipv*FF)/Pin)*100;
%Calculation of three point
Uvd=0.1;
U3=Uoc-(Ipv/Iopt)*(Uoc-Uopt)-Uvd;
r3=(Uoc-Uopt)/Iopt;
% Display values
fprintf('Pmax(W) =%5.5f\n',Pmax);
fprintf('Uoc(V) =%5.5f\n',Uoc);
fprintf('Uopt(V) =%5.5f\n',Uopt);
fprintf('Ipv(A) =%5.5f\n',Ipv);
fprintf('Iopt(A) =%5.5f\n',Iopt);
fprintf('Current coefficient Ki=%5.3f\n',Ki);
fprintf('Voltage coefficient Ku=%5.3f\n',Ku);
fprintf('The value of
FF=%5.3f\n',FF);
fprintf('Efficiency(1000(W/m^2))=%5.3f\n',coefficient);
fprintf('By algorithm U3=%5.3f\n',U3);
fprintf('By algorithm r3=%5.3f\n',r3);
fprintf('By algorithm Uvd=%5.3f\n',Uvd);
%Solar module
Urequire=input('Enter the amount of require voltage for solar module: ');
Irequire=input('Enter the aumount of require current for solar module: ');
%Urequire=12;Irequire=5;
Nsm=fix(Urequire/Uopt);
Npm=fix(Irequire/Iopt);
Uocm=U.*Nsm;Ism=Is.*Npm;
Pm=Uocm.*Ism;
%Finding at maximum power point for solar modules (pmax),(iopt),u(opt)
Pmaxm=max(Pm);Ioptm=Ism(Pm==Pmaxm);Uoptm=Uocm(Pm==Pmaxm);
figure(1)
subplot(2,2,2);plot(Ism,Uocm,'r','LineWidth',1.5);grid;xlabel('Current
(A)');ylabel('Voltage (V)');
text(Ioptm,Uoptm,' \leftarrow Uoptm:Ioptm','FontSize',11);
title(' Solar module I-V curves',...
'FontWeight','bold');
x2=max(Ism)*1.4;y2=max(Uocm)*1.1;set(gca,'xtick',0:(fix(x2/10)):x2);set(gca,'ytick',0
:(y2/10):y2);
xlim([0 max(Ism)*1.4]);ylim([0 max(Uocm)*1.1]);
subplot(2,2,4);plot(Uocm,Pm,'blue','LineWidth',1.5);grid;xlabel('Voltage
(V)');ylabel('Power (W)');
text(Uoptm,Pmaxm,' \leftarrow Poptm','FontSize',11);
title('Solar module P-V curves',...
'FontWeight','bold');
x3=max(Uocm)*1.3;y3=max(Pm)*1.1;set(gca,'xtick',0:(fix(x3/10)):x3);set(gca,'ytick',0:
(fix(y3/10)):y3);
xlim([0 max(Uocm)*1.3]);ylim([0 max(Pm)*1.1])
%Plotting volt-ampere characteristics
subplot(2,2,[1 3]);hlines=plot(U,P,U,Is,'r','LineWidth',1.5);grid
text(Uopt,Pmax,' \leftarrow Pmax','FontSize',11);
text(Uopt,Iopt,' \leftarrow Uopt:Iopt','FontSize',11);
xlabel('Voltage (V)');ylabel('Power(W):Current (A)');
title('Adjusted P-V & I-V curves',...
'FontWeight','bold');
%x nae y nae axis twe ko a sate sate lot ya aung lot htar dar
x1=Uoc*1.1;y1=Ipv*1.1;set(gca,'xtick',0:(x1/10):x1);grid;set(gca,'ytick',0:(y1/10):y1
);grid
154
xlim([0 Uoc*1.1]);ylim([0 Ipv*1.1]);
% Set DisplayNames for the lines for use by the legend
set(hlines(1),'Displayname','Power Curve')
set(hlines(2),'Displayname','Voltage-ampere Curve')
% Center a legend at the top of the graph
legend('Location','South')
%Current coefficient and voltage coefficient for module
Kum=Uoptm/max(Uocm);Kim=Ioptm/max(Ism);
%Calculation of fill factor (FF) for module
FFm=(Ioptm*Uoptm)/(max(Ism)*max(Uocm));
%To calculate Pinm
totalcell=Nsm*Npm;
Pinm=totalcell*Pin;
%Calculation of coefficient(%) for module
coefficient_m=((max(Uocm)*(max(Ism))*FFm)/Pinm)*100;
%area of modules (m^2)
area=totalcell/10^4;
%Calculation of three point for module
Uvdm=0.1;
U3m=max(Uocm)-((max(Ism))/Ioptm)*(max(Uocm)-Uoptm)-Uvd;
r3m=(max(Uocm)-Uoptm)/Ioptm;
%to display results
fprintf('Pmax(W) =%5.5f\n',Pmaxm);
fprintf('Uocm(V) =%5.5f\n',max(Uocm));
fprintf('Uoptm(V) =%5.5f\n',Uoptm);
fprintf('Ipvm(A) =%5.5f\n',max(Ism));
fprintf('Ioptm(A) =%5.5f\n',Ioptm);
fprintf('The amount of series cells
Nsm=%5.0f\n',Nsm);
fprintf('The amount of parallel cells Npm=%5.0f\n',Npm);
fprintf('The amount of total cells Ntotal=%5.0f\n',totalcell);
fprintf('The area of modules
area (m^2)=%5.2f\n',area);
fprintf('Current coefficient
Ki=%5.3f\n',Kim);
fprintf('Voltage coefficient
Ku=%5.3f\n',Kum);
fprintf('The value of
FF_m=%5.3f\n',FFm);
fprintf('Efficiency(1000(W/m^2))
=%5.3f\n',coefficient_m);
fprintf('By algorithm U3_m=%5.3f\n',U3m);
fprintf('By algorithm r3_m=%5.3f\n',r3m);
fprintf('By algorithm Uvd_m=%5.3f\n',Uvdm);
155
Приложение П.8
Моделирование солнечного элемента в программе Simulink
Рис. 5.35 Разработанная схема моделирования СБ в области SimPowerSystems
Рис. 5.36 Моделирование СБ, с использованием постоянного источника питания в качестве
солнечного элемента в области SimPowerSystems
156
Приложение П.9
Характеристики инвертора для ФЭУ
157
Приложение П.10
Характеристики инвертора для ФЭУ с мощностью 2000 Вт.