Підвищення надійності та ефективності магістральних електричних мереж
Розглянуто актуальні теоретичні та практичні проблеми експлуатації магістральних електричних мереж, вивчення яких виконувались в рамках науково-дослідної роботи «Розробка методів та засобів режимної безпеки електроенергетичних систем та мереж». Наведено отримані результати, показано шляхи подальших...
Saved in:
| Published in: | Праці Інституту електродинаміки НАН України |
|---|---|
| Date: | 2009 |
| Main Authors: | , |
| Format: | Article |
| Language: | Ukrainian |
| Published: |
Інститут електродинаміки НАН України
2009
|
| Subjects: | |
| Online Access: | https://nasplib.isofts.kiev.ua/handle/123456789/63710 |
| Tags: |
Add Tag
No Tags, Be the first to tag this record!
|
| Journal Title: | Digital Library of Periodicals of National Academy of Sciences of Ukraine |
| Cite this: | Підвищення надійності та ефективності магістральних електричних мереж / В.Г. Кузнецов, Ю.І. Тугай // Праці Інституту електродинаміки Національної академії наук України: Зб. наук. пр. — К.: ІЕД НАНУ, 2009. — Вип 23. — С. 110-117. — Бібліогр.: 8 назв. — укр. |
Institution
Digital Library of Periodicals of National Academy of Sciences of Ukraine| id |
nasplib_isofts_kiev_ua-123456789-63710 |
|---|---|
| record_format |
dspace |
| spelling |
Кузнецов, В.Г. Тугай, Ю.І. 2014-06-05T13:47:14Z 2014-06-05T13:47:14Z 2009 Підвищення надійності та ефективності магістральних електричних мереж / В.Г. Кузнецов, Ю.І. Тугай // Праці Інституту електродинаміки Національної академії наук України: Зб. наук. пр. — К.: ІЕД НАНУ, 2009. — Вип 23. — С. 110-117. — Бібліогр.: 8 назв. — укр. 1727-9895 https://nasplib.isofts.kiev.ua/handle/123456789/63710 621.311.4 Розглянуто актуальні теоретичні та практичні проблеми експлуатації магістральних електричних мереж, вивчення яких виконувались в рамках науково-дослідної роботи «Розробка методів та засобів режимної безпеки електроенергетичних систем та мереж». Наведено отримані результати, показано шляхи подальших досліджень. Рассмотрены актуальные теоретические и практические проблемы эксплуатации магистральных электрических сетей, изучение которых выполнялось в рамках научно-исследовательской работы «Разработка методов и средств режимной безопасности электроэнергетических систем и сетей». Приведены полученные результаты, намечены пути дальнейших исследований. uk Інститут електродинаміки НАН України Праці Інституту електродинаміки НАН України № 14. Відділ оптимізації систем електропостачання Підвищення надійності та ефективності магістральних електричних мереж Article published earlier |
| institution |
Digital Library of Periodicals of National Academy of Sciences of Ukraine |
| collection |
DSpace DC |
| title |
Підвищення надійності та ефективності магістральних електричних мереж |
| spellingShingle |
Підвищення надійності та ефективності магістральних електричних мереж Кузнецов, В.Г. Тугай, Ю.І. № 14. Відділ оптимізації систем електропостачання |
| title_short |
Підвищення надійності та ефективності магістральних електричних мереж |
| title_full |
Підвищення надійності та ефективності магістральних електричних мереж |
| title_fullStr |
Підвищення надійності та ефективності магістральних електричних мереж |
| title_full_unstemmed |
Підвищення надійності та ефективності магістральних електричних мереж |
| title_sort |
підвищення надійності та ефективності магістральних електричних мереж |
| author |
Кузнецов, В.Г. Тугай, Ю.І. |
| author_facet |
Кузнецов, В.Г. Тугай, Ю.І. |
| topic |
№ 14. Відділ оптимізації систем електропостачання |
| topic_facet |
№ 14. Відділ оптимізації систем електропостачання |
| publishDate |
2009 |
| language |
Ukrainian |
| container_title |
Праці Інституту електродинаміки НАН України |
| publisher |
Інститут електродинаміки НАН України |
| format |
Article |
| description |
Розглянуто актуальні теоретичні та практичні проблеми експлуатації магістральних електричних мереж, вивчення яких виконувались в рамках науково-дослідної роботи «Розробка методів та засобів режимної безпеки електроенергетичних систем та мереж». Наведено отримані результати, показано шляхи подальших досліджень.
Рассмотрены актуальные теоретические и практические проблемы эксплуатации магистральных электрических сетей, изучение которых выполнялось в рамках научно-исследовательской работы «Разработка методов и средств режимной безопасности электроэнергетических систем и сетей». Приведены полученные результаты, намечены пути дальнейших исследований.
|
| issn |
1727-9895 |
| url |
https://nasplib.isofts.kiev.ua/handle/123456789/63710 |
| citation_txt |
Підвищення надійності та ефективності магістральних електричних мереж / В.Г. Кузнецов, Ю.І. Тугай // Праці Інституту електродинаміки Національної академії наук України: Зб. наук. пр. — К.: ІЕД НАНУ, 2009. — Вип 23. — С. 110-117. — Бібліогр.: 8 назв. — укр. |
| work_keys_str_mv |
AT kuznecovvg pídviŝennânadíinostítaefektivnostímagístralʹnihelektričnihmerež AT tugaiûí pídviŝennânadíinostítaefektivnostímagístralʹnihelektričnihmerež |
| first_indexed |
2025-11-25T21:12:18Z |
| last_indexed |
2025-11-25T21:12:18Z |
| _version_ |
1850552760081055744 |
| fulltext |
УДК 621.311.4
В.Г. Кузнецов, Ю.І. Тугай
ПІДВИЩЕННЯ НАДІЙНОСТІ ТА ЕФЕКТИВНОСТІ МАГІСТРАЛЬНИХ
ЕЛЕКТРИЧНИХ МЕРЕЖ
Розглянуто актуальні теоретичні та практичні проблеми експлуатації магістральних електричних
мереж, вивчення яких виконувались в рамках науково-дослідної роботи «Розробка методів та засобів режим-
ної безпеки електроенергетичних систем та мереж». Наведено отримані результати, показано шляхи по-
дальших досліджень.
Рассмотрены актуальные теоретические и практические проблемы эксплуатации магистральных
электрических сетей, изучение которых выполнялось в рамках научно-исследовательской работы «Разработ-
ка методов и средств режимной безопасности электроэнергетических систем и сетей». Приведены полу-
ченные результаты, намечены пути дальнейших исследований.
При проектуванні й будівництві основних елементів електричної мережі за базовий
приймають нормальний усталений режим, при якому техніко-економічні показники її роботи
є оптимальними з погляду надійності, якості та ефективності електропостачання. Але елект-
рична мережа є динамічною системою, яка змінюється як у часі (зміна схеми і навантажень),
так і в просторі (поява нових елементів у процесі розвитку або реконструкції). У результаті
безперервних змін існуючий в мережі усталений режим завжди буде відрізнятись від проект-
ного, тому попередньо прийняті рішення повинні піддаватись постійній корекції для збере-
ження бажаних значень критеріїв оптимальності.
Магістральні лінії електропередачі надвисокої номінальної напруги 330…750 кВ
(ЛЕП НВН) є основними системоутворюючими лініями в енергосистемі України і забезпе-
чують видачу електричної енергії від потужних блоків атомних електростанцій (АЕС), а та-
кож необхідний обмін між окремими частинами енергосистеми. Поза тим їх розвиток та ефе-
ктивна експлуатація є основною передумовою забезпечення інтеграції енергосистеми Украї-
ни в Європейську енергосистему UCTE. Вихід з ладу ЛЕП НВН або обладнання, що забезпе-
чує їх приєднання до енергосистеми, є важкою системною аварією. Вона може спричинюва-
ти розпад системи на окремі частини з дефіцитом та надлишком генеруючих потужностей,
що вимагатиме відключення споживачів у дефіцитних регіонах та зупинки блоків електро-
станцій у надлишкових. Зрозуміло, що такий анормальний режим магістральної електричної
мережі буде далеким від оптимального і матиме значні відхилення показників якості та ефе-
ктивності, тому попередження виходу з ладу ЛЕП НВН є важливою науковою та практичною
задачею не тільки з точки зору забезпечення безперебійності електропостачання. Вирішенню
цієї задачі у відділі оптимізації систем електропостачання Інституту електродинаміки Націо-
нальної академії наук України (ІЕД НАНУ) були присвячені дослідження згідно з науково-
дослідною темою «Розробка методів та засобів режимної безпеки електроенергетичних
систем та мереж».
Однією з основних причин виходу з ладу основного обладнання, що трапляється в магі-
стральних електричних мережах, є перенапруги, тобто підвищення величини робочої напруги
за максимально допустиму згідно з технічним регламентом. Це пояснюється, зокрема, тим фа-
ктором, що через велику ціну ізоляції даного класу напруги передбачено порівняно малий її
резерв для складових елементів магістральних мереж. В цілому перенапруги поділяють: на ко-
роткочасні, які виникають в результаті атмосферних та комутаційних процесів, і тривалі, які
обумовлені певним несприятливим поєднанням схеми, параметрів та режиму мережі, що ви-
кликає появу резонансних кіл. Резонанс – явище, яке порівняно часто зустрічається в електри-
чних мережах, оскільки в них завжди присутні ємнісні та індуктивні елементи, здатні до коли-
вального обміну енергією. На відміну від комутаційних перенапруг, що з'являються в резуль-
таті відключень чи підключень обладнання і тривають соті частки секунди, резонансні вини-
© Кузнецов В.Г., Тугай Ю.І., 2009
кають непередбачено і можуть існувати порівняно тривалий час [7]. Згідно з нормами Міжна-
родного стандарту IEC-71, резонансні перенапруги мають бути обмежені із застосуванням
спеціальних заходів. Ці перенапруги не повинні братись до уваги при визначенні параметрів
розрядників та вибору ізоляції, оскільки традиційні захисні заходи не є достатніми для попере-
дження ушкоджень обладнання внаслідок резонансних процесів. Так, якщо резонансні перена-
пруги досягають рівня спрацювання нелінійних обмежувачів перенапруг (ОПН), то ці пристрої
виходять з ладу через 10…15 хв, бо розраховані тільки на короткочасну дію.
Якщо розглянути складові частини можливих коливальних контурів в електричних
мережах, то можна відмітити, що всі ємнісні елементи мають практично лінійну залежність
між струмом та напругою. В той же час серед індуктивних елементів трапляються як лінійні
(без осердя), так і нелінійні (зі стальним осердям). Відповідно в першому випадку буде спо-
стерігатись резонанс у лінійному колі, яке може бути утворене, зокрема, розподіленою ємні-
стю ЛЕП НВН та лінійними шунтуючими реакторами (ШР) [3]. За статистичними даними
енергосистем, серед загальної кількості причин аварійних відключень ліній напругою 750
кВ, переважну більшість складають однофазні короткі замикання (КЗ) – понад 95 %. Частка
дугових замикань від загального числа КЗ, тобто замикань, у яких однофазне автоматичне
повторне включення (ОАПВ) потенційно може бути успішним, оцінюється до 80 %. Таким чи-
ном, застосування ОАПВ здатне запобігти перерві електропостачання по ЛЕП напругою 750
кВ у більшій частині випадків КЗ. Але ОАПВ може супроводжуватись резонансними перенап-
ругами. Відповідні кола утворюються розподіленими ємностями ліній та індуктивностями
ШР. Величини розподілених ємностей ЛЕП 750 кВ становлять значні величини, які визнача-
ються довжиною і геометрією ЛЕП: розщепленням фаз, взаємним розташуванням проводів і
тросів, висотою підвіски їх над землею, видом транспозиції й ін. Шунтуючі реактори призна-
чені для компенсації зарядної потужності ЛЕП із метою обмеження підвищення напруги в ре-
жимі мінімального навантаження ЛЕП, а також зниження перенапруг у динамічних процесах.
Зрозуміло, що коли ступінь компенсації ШР зарядної ємності лінії близько 100 %, на відклю-
ченій у результаті ОАПВ фазі можуть виникнути значні резонансні перенапруги, амплітуда
яких обмежується тільки втратами на корону (на практиці до рівня 1,3…1,4 від робочої напру-
ги). Це стає причиною спрацьовування захисту від підвищення напруги (ЗПН) з наступним
відключенням ЛЕП. Оскільки безструмова пауза ОАПВ зазвичай не повинна перевищувати 3
с, спрацьовування першого, повільнодіючого ступеня ЗПН (зазвичай уставка 1,1 від робочої
напруги) навіть при резонансному підвищенні напруги на відключеній фазі не відбувається.
Однак у таких лініях є небезпека трифазного відключення ЛЕП дією другого, швидкодіючого
(0,15 с) ступеня ЗПН, уставка якого складає 1,25 від робочої напруги. Тому для ЛЕП зі ступе-
нем компенсації зарядної потужності більшим ніж 80 %, необхідно виконувати перевірку на
можливість виникнення перенапруг на відключеній під час ОАПВ фазі. Якщо аналіз аварійно-
го режиму показує, що у ЛЕП НВН з ШР усталена величина напруги на відключеній фазі може
досягти 1,2 від робочої і більше, необхідно запровадити спеціальні заходи, що запобігають
трифазному відключенню ЛЕП у безструмову паузу ОАПВ після успішного гасіння дуги.
Слід відзначити, що зараз доля дугових замикань у мережах 750 кВ України, для яких
ОАПВ є успішним, складає близько 52 %. Це значно менше від теоретичної величини. Голо-
вною проблемою, що виникає при використанні ОАПВ ЛЕП НВН, є забезпечення необхідної
для його успіху тривалості безструмової паузи та запобігання резонансним перенапругам.
Вимоги до тривалості безструмової паузи ОАПВ обумовлені тим, що після відключення ава-
рійної фази з двох сторін, дуга в місці виникнення КЗ продовжує горіти, оскільки отримує
підживлення струмом від здорових фаз лінії через розподілені ємності ЛЕП (струм піджив-
лення). Якщо при спробі загасити дугу в місці її горіння відновлюється достатньо велика на-
пруга (відновлювана напруга), обумовлена електростатичними зв’язками зі здоровими фаза-
ми, то дуга може виникнути знову, що спричиняє в результаті зростання сумарної тривалості
горіння дуги і відповідне зниження ефективності ОАПВ, та погіршення умов динамічної
стійкості енергосистем, які об’єднані за допомогою ЛЕП НВН. Струм підживлення під час
паузи ОАПВ, як відомо, обумовлений електростатичним і електромагнітним зв'язками між
ушкодженою й робочою фазами лінії. За результатами моделювання режимів ЛЕП НВН ви-
явилось, що при струмах підживлення 50…100 А й більше, характерних для електропередачі
750 кВ, гасіння дуги не може бути досягнуте при безструмових паузах, менших ніж 2,5 с.
Тому в ІЕД НАНУ були виконані дослідження та запропоновані спеціальні заходи як для об-
меження струму підживлення й величини відновлюваної напруги відновлюється на дуговому
проміжку, так і для запобігання резонансним перенапругам [1], з метою вирішення завдання
ефективного застосування ОАПВ ВЛ 750 кВ на практиці.
При визначенні струмів підживлення й відновлюваних напруг можна обмежитися роз-
глядом варіантів КЗ на кінцях аварійної фази, як найбільш важких режимів. Пояснюється це
тим, що при КЗ в якій-небудь проміжній точці лінії, струми в неушкоджених фазах наводять
на ділянках аварійної фази, які розташовані по різні сторони від точки КЗ, компенсуючі одна
одну поздовжні електрорушійні сили (ЕРС). Струми підживлення й відновлювана напруга
мало залежать від реактивних опорів по прямій і нульовій послідовностях системи, що при-
микають до лінії, це позначається лише на деякій зміні величин і фаз напруг на шинах від-
правної й приймальної підстанцій.
Головну роль у підживленні ушкодженої фази відіграють ємнісні зв'язки і їх компен-
сація. В залежності від довжини ЛЕП НВН, а значить, і робочої ємності лінії, резонанс може
спостерігатись при наявності однієї чи двох груп ШР. Для попередження розвитку резонанс-
ного процесу необхідно розладнати відповідний контур перед відключенням лінії, змінивши
його індуктивність чи ємність. Перший варіант передбачає зміну кількості підключених до
ЛЕП НВН ШР або підключення в їх нейтраль спеціального компенсаційного реактора (КР),
другий – шунтування ємності ушкодженої фази відносно землі. Включення в нейтраль ШР
КР призводить також до різкого зменшення стаціонарної відновлюваної напруги, а отже, і
максимального її значення, що виникає в перехідному процесі. Відповідно до цього знижу-
ється стаціонарне максимальне значення напруги на контактах вимикача, який здійснює по-
вторне включення аварійної фази. Одночасно розстроюється електростатичний зв'язок між
фазами в режимі ОАПВ, оскільки підключення КР еквівалентне введенню додаткових індук-
тивностей між фазами ліній.
Під час моделювання анормальних режимів досліджувались всі можливі варіанти по-
передження резонансних перенапруг: встановлення КР, автоматична комутація ШР (АКШ),
автоматичне шунтування відключеної фази (АШФ). Результати досліджень вказують на те,
що кожен з цих методів має свої переваги та недоліки, тому вибір визначається конкретними
умовами експлуатації ЛЕП НВН. Були визначені характеристики, які необхідно перевіряти
при виборові заходу запобігання резонансним перенапругам, та зони, в яких застосування
певного заходу має переваги. Найбільш ефективним для більшості ЛЕП 750 кВ України ви-
явилося встановлення КР, оскільки при цьому одночасно вирішуються два завдання: відбу-
вається розладнання резонансного контура, а також обмежується струм підживлення дуги. В
той же час дослідження показали також, що при певних поєднаннях параметрів схеми та з
урахуванням випадкового характеру зміни навантажень у різні періоди часу, точка резонансу
може виявитись на верхній межі можливого діапазону зміни частоти в енергосистемі. Тоді
тільки підключенням реактора режим не вдається вивести за нижню межу можливого діапа-
зону зміни частоти, оскільки його індуктивність обмежена величиною перенапруги, яка ви-
никає під час ОАПВ, на самому КР. У такому випадку доцільно перед комутацією застосува-
ти АКШ і тим самим запобігти виникненню резонансних перенапруг. Струм підживлення, а
значить, і час безструмової паузи ОАПВ при цьому змінюються в невеликому ступені. Якщо
необхідне зменшення струму підживлення, а використання КР неможливе, доцільно відразу
після початку безструмової паузи ОАПВ застосовувати АШФ. Для цього необхідним є вста-
новлення додаткового вимикача з роз’єднувачами та ОПН, а також відповідне перепрогра-
мування алгоритмів роботи систем релейного захисту та протиаварійної автоматики.
Практична реалізація схем з КР залежить у першу чергу від величини напруги проми-
слової частоти, що впливає на ізоляцію нейтральних виводів ШР від моменту виникнення КЗ
до моменту повторного включення. У цей період виникаюча напруга не повинна перевищити
рівень ізоляції нейтральних виводів. Від виникнення несиметричного КЗ до відключення лі-
нійних вимикачів на КР впливає напруга промислової частоти, величина якої визначається
співвідношенням реактансів ШР і КР, а також, у меншому ступені, співвідношенням параме-
трів систем по прямій і нульовій послідовностях. Нейтральний вивід стандартного ШР 750
кВ має клас ізоляції 35 кВ. Стала напруга не перевищує однохвилинної іспитової напруги
виводу (85 кВ), впливає на ізоляцію протягом паузи ОАПВ, тобто протягом 1…2 с і, отже,
небезпеки не представляє. На КР впливають також комутаційні перенапруги, що виникають
як при роботі вимикачів під час усього циклу ОАПВ, так і при інших комутаціях. Якщо в ци-
клі ОАПВ комутаційні перенапруги не перевищують припустимих значень для ізоляції класу
35 кВ, то при деяких інших комутаціях перенапруги, що впливають на компенсаційний реа-
ктор, вимагають примусового обмеження. Розрахунки показали, що максимальні перенапру-
ги (до 195 кВ) мають місце при неповнофазному включенні лінії. Тим часом, короткочасна
(протягом 0,01…0,03 с) максимальна міцність ізоляції нейтрального виводу ШР близька до
145 кВ. Тому заслуговує на увагу використання КР підвищеної потужності та виконання ізо-
ляції як нейтрального виводу ШР, так і самого КР на напругу 110 кВ. Хоча вартість такого
реактора буде більшою, ніж у тих, що встановлюють в енергосистемі України зараз, але його
можна тримати під напругою весь час, оскільки при нормальному симетричному режимі
ЛЕП НВН підключення КР не впливає на параметри режиму. Слід відзначити, що відмова
від комутаційних апаратів не тільки дозволить зекономити на їх вартості, а й спростить алго-
ритм роботи засобів релейного захисту і підвищить надійність роботи ЛЕП НВН.
Попередні результати виконаних в ІЕД НАНУ досліджень режимів ОАПВ були впро-
ваджені під час реконструкції підстанції ПС 750 кВ Західноукраїнська, яка проводилась з
метою забезпечення можливості переведення на проектну напругу 750 кВ повітряної ЛЕП
НВН „Рівненська АЕС – ПС Західноукраїнська 750” та створення умов для надійної видачі
потужності Рівненської АЕС після введення на ній четвертого енергоблока. Підстанція За-
хідноукраїнська розташована в Жидачівському районі Львівської області, має безпосередні
електричні зв’язки на напрузі 750 і 330 кВ з Рівненською і Хмельницькою АЕС, Бурштинсь-
кою тепловою електростанцією, Вінницьким (ПС Вінницька 750), Рівненським (ПС Радиви-
лівська 330) та Львівським (ПС Львів – Південна 330) енерговузлами, а також з енергосисте-
мою Угорщини (ПС Альбертірша 750). Лінія довжиною 282 км була збудована в габаритах 750
кВ і в 1986 році введена в дію на напрузі 330 кВ. Для її переведення на напругу 750 кВ і забез-
печення передачі електроенергії необхідно було забезпечити надійне функціонування ОАПВ,
оскільки трифазне відключення спричиняє необхідність зупинки четвертого блока Рівненсь-
кої АЕС з відповідними наслідками. Результати досліджень склали основу технічних умов на
виготовлення КР, за якими реактори були побудовані на ВАТ «Запоріжтрансформатор» та
встановлені на ПС Західноукраїнська 750 і Рівненській АЕС. Успішна експлуатація обладнан-
ня підтвердила достовірність результатів виконаних досліджень та ефективність їх реалізації.
Часом у магістральних мережах спостерігаються резонансні процеси на частотах, що
відрізняються від основної. Як показали дослідження, при цьому резонансне коло утворюють
лінійні ємність та індуктивність, а нелінійна індуктивність є джерелом ЕРС з частотами гар-
монійних складових. Зокрема, під дією змінного магнітного поля робочої частоти магнітна
проникність сталі, з якої виготовлено осердя трансформатора, буде змінюватись періодично
з основною частотою. Таким чином, трансформатор є змінною індуктивністю, в якій можли-
ве так зване параметричне збудження коливань. Відповідна ЕРС прикладається до лінійного
резонансного кола, що утворене ШР та розподіленими ємностями ЛЕП. На практиці гармо-
нійний резонанс також може викликати перенапруги, і через те повинна виконуватись пере-
вірка наявності необхідних і достатніх умов його виникнення як під час проектування, так і
експлуатації ЛЕП. Аналіз наявної інформації показав, що для магістральних мереж України
доводиться рахуватися перш за все з можливістю збудження другої гармонійної складової в
ЛЕП НВН порівняно великої довжини.
Виконані в ІЕД НАНУ дослідження процесів в існуючих ЛЕП 750 кВ магістральних
електричних мереж України показали наявність достатніх умов виникнення резонансу на
другій гармонійній складовій, зокрема, для ЛЕП 750 кВ Хмельницька АЕС – Жешув (Поль-
ща). Ця лінія зараз не експлуатується, але за планами посилення мiждержавних зв'язків з ме-
тою інтеграції з UCTE на ній проектується побудова трьох модулів вставок постійного стру-
му, що дасть можливість збільшити експорт електроенергії до європейських країн на 600
МВт. Моделювання процесів у цій лінії показало, що для попередження перенапруг на час-
тоті другої гармонійної складової необхідно виконати розладнання резонансного контура
шляхом зміни потужності встановлених ШР.
Виконана реконструкція ЛЕП НВН 750 кВ Західноукраїнська значно підвищила на-
дійність електропостачання відповідальних енерговузлів та ефективність роботи системи в
цілому. На перспективу до 2030 року в ОЕС України зберігається стратегія розвитку основ-
них електричних мереж, відповідно до якої системоутворюючi функції видачі потужності
електростанцій та забезпечення паралельної роботи з енергосистемами інших країн залиша-
ються за мережами 330…750 кВ з послідовним зростанням ролі мережі 750 кВ. Розвиток ме-
реж 330…750 кВ здійснюється шляхом спорудження ЛЕП НВН для утворення нових та під-
силення діючих системоутворюючих зв’язків як усерединi окремих енергетичних районів,
так i мiж регіонами та енергосистемами інших країн; видачі потужності діючих електростан-
цій та електростанцій, що споруджуються та розширюються; забезпечення надійного елек-
тропостачання потужних вузлів електроспоживання. Передбачається спорудження об’єктів,
що забезпечують видачу потужності електростанцій, формування системоутворюючої ме-
режі ОЕС Укpaїни для передачі потужності із надлишкових західних регіонів країни у де-
фіцитні центральний та східний регіони, посилення міждержавних зв'язків з метою інтег-
рації з UCTE та збільшення експортних поставок електроенергії, переведення електропос-
тачання півдня Одеської області від Молдовської енергосистеми на генеруючі джерела
ОЕС України, підвищення надiйностi електропостачання Кримського, Київського, Карпат-
ського регіонів та Східного Донбасу. Крім того, для забезпечення можливості паралельної
роботи ОЕС України з енергетичним об’єднанням країн Європи, з метою поліпшення стан-
дартів роботи ОЕС України і поступового приведення їх до вимог UCTE, необхідно вико-
нати значний обсяг організаційно-технічних заходів, спрямованих на модернізацію та роз-
виток всієї енергосистеми, створити системні комплекси протиаварійної автоматики. У на-
ступних періодах для забезпечення сталої роботи ОЕС України, ефективного використання
потужностей електростанцій України, дотримання нормативних умов видачі потужності
Хмельницької, Рівненської, Запорізької атомних електростанцій та регулюючих потужнос-
тей гідроакумулюючих електростанцій, зокрема, Дністровської, необхідно завершити фор-
мування двох транзитних магістралей напругою 750 кВ – південної (Хмельницька АЕС –
Дністровська ГАЕС – Приморська – Каховська – Запорізька АЕС загальною довжиною лі-
ній до 1050 км та трансформаторною потужністю підстанцій Приморська та Каховська –
4000 МВА ) та північної (Рівненська АЕС – Київська – Північноукраїнська – Харківська –
Донбаська, загальна довжина ліній якої 1200 км, з трансформаторною потужністю підстан-
цій Київська та Харківська – 4000 МВА). Введення в експлуатацію цих магістралей ство-
рить необхідні умови для паралельної роботи ОЕС України з енергосистемою UCTE та
значного збільшення експорту електроенергії, що відповідає довгостроковим завданням
зовнішньої політики щодо інтеграції України до Європейського Союзу.
В ІЕД НАНУ послідовно виконуються дослідження можливих анормальних режимів
ЛЕП НВН, що проектуються й будуються НЕК «Укренерго». Так, були досліджені режими
ОАПВ та можливість виникнення резонансу на другій гармоніці для ЛЕП «ПС Вінницька
750 – ПС Київська 750» та ««ПС Чорнобильська 750 – ПС Київська 750», що дало змогу вве-
сти в експлуатацію ПС Київська 750. Зараз аналогічні роботи виконуються для ЛЕП НВН
«Рівненська АЕС – ПС Київська 750», «ПС Північноукраїнська 750 – ПС Київська 750»,
«Хмельницька АЕС – ПС Київська 750», «Запорізька АЕС – ПС Каховська 750». Отримані
теоретичні та практичні результати забезпечують успішне розв’язання розглянутих вище про-
блем у функціонуванні магістральних мереж при введенні нових ЛЕП НВН в експлуатацію.
Найбільш складними як для попередження, так і виявлення в магістральних електрич-
них мережах є процеси, зумовлені явищем насичення стального осердя в індуктивностях, що
входять в резонансне коло, яке через те й називають ферорезонансним. Головні відмінності
ферорезонансного кола від лінійних, які були розглянуті попередньо: можливість виникнен-
ня резонансних коливань у широкому діапазоні зміни ємності; частота коливань напруги та
струму, яка може відрізнятись від частоти синусоїдального джерела ЕРС; існування декіль-
кох стабільних усталених режимів для даної схеми та значень параметрів (один з цих режи-
мів є очікуваним "нормальним" з лінійними характеристиками, у той же час як інші – анор-
мальними, параметри яких часто становлять небезпеку для обладнання) [5]. Але й актуаль-
ність створення адекватних методів досліджень таких складних процесів зростає, оскільки
ймовірність виникнення ферорезонансу в електричних мережах останнім часом безупинно
збільшується. Серед факторів, що обумовлюють небажаний розвиток подій, можна відзначи-
ти: появу та розповсюдження кабельних мереж високої напруги; впровадження сучасних си-
лових трансформаторів з малими втратами (що одночасно збільшує загрозу появи нетради-
ційних ферорезонансів); зростання питомої ваги в розподільчих пристроях (РП) ПС сучасної
компактної комутуючої апаратури на елегазі. Тому, як при проектуванні нових електричних
мереж, так і при модернізації існуючих, необхідно звертати особливу увагу на можливість
появи ферорезонансу, що й зумовило розвиток відповідних досліджень в ІЕД НАНУ.
Аналіз ферорезонансних схем виконується на основі моделі перехідних й усталених
процесів мережі, структура якої визначається системою нелінійних диференціальних рівнянь
стану електричних і магнітних кіл. Основною проблемою при складанні рівнянь елементів
розрахункової схеми заміщення є математичне представлення нелінійних елементів (напри-
клад, з застосуванням аналітичної апроксимації їх характеристик). До таких елементів у да-
ному випадку відносяться нелінійні індуктивності магнітопроводів трансформаторів з сталі
[2]. У загальному вигляді аналіз ферорезонансних схем складається з таких етапів:
• за допомогою розрахункової схеми заміщення записується вихідна система нелі-
нійних диференціальних рівнянь стану за першим і другим законами Кірхгофа для
електричного і магнітного кіл;
• на наступному етапі здійснюється вибір змінних стану та перетворення вихідної
системи рівнянь у нормальну форму Коші. Вибір змінних стану виконується за
умовою відповідності його правилам комутації й одержання найбільш простого
математичного запису для рівнянь стану;
• виконується рішення рівнянь стану методами чисельного інтегрування.
Розрахунок перехідного процесу передбачає визначення початкових умов для змінних
стану. Ферорезонансні схеми виникають при різних комутаціях. У найпростішому випадку,
коли коло, що досліджується, було відключене від мережі, початкові умови будуть нульови-
ми. В інших випадках, наприклад, для ферорезонансних схем РП 110-500 кВ із вимикачами,
на яких встановлені ємнісні дільники, та електромагнітними трансформаторами напруги
(ТН), перед комутацією до шин ПС прикладена робоча напруга. Тоді, використовуючи мо-
дель трансформатора як нелінійного елемента, можна визначити струм через обмотку вищої
напруги (ВН) до комутації. Система диференціальних рівнянь стану у формі Коші і рівняння
для струмів та напруг в обмотці ВН ТН будуть кінцевою формою математичної моделі феро-
резонансної схеми в даному випадку. Пошук окремих розв’язків, що відповідають стабіль-
ним усталеним режимам, можливо виконати за допомогою покрокового руху в просторі ча-
су, починаючи з довільної точки. Тобто задачу аналізу режиму в ферорезонансному колі до-
цільно розглядати як двоточкову крайову задачу для моделювання як перехідного процесу,
так і усталеного стану. Відомо, що диференціальне рівняння такого типу не може бути ви-
ражене через елементарні функції. Тому попередніми дослідниками було запропоновано ряд
графічних та спрощених аналітичних методів аналізу ферорезонансу, які в кращому випадку
дають опис якісної сторони процесу. Не змінили радикально ситуацію й поява та швидкий
розвиток обчислювальної техніки, хоча практика застосування методів чисельного аналізу
диференціальних рівнянь й давала надію на отримання результатів, що достовірно відтво-
рюють кількісну сторону явища в умовах конкретної електричної мережі. Зокрема, деякі до-
слідники використовують для вивчення ферорезонансу програмне забезпечення, орієнтоване
на аналіз перехідних процесів в електричних колах (наприклад, відомий пакет програм
EMTP). Такий підхід не є цілком коректним, оскільки досліджуваний процес належить до
класу параметричних резонансів, коли один з параметрів поступово налагоджується під зов-
нішню силу, а тому перехідний процес може тривати сотні періодів, і непростою задачею є
навіть визначення моменту його закінчення. Як наслідок, програми типу EMPT можуть бути
використані тільки у випадках жорсткого ферорезонансу з малим перехідним періодом, а та-
кож для верифікації окремих результатів, отриманих іншими методами. Навіть подальше
підвищення швидкодії обчислювальних машин з відповідним зростанням періоду часу, на
якому можна виконати моделювання перехідного процесу в реальній мережі з заданою точ-
ністю, не зможе дати гарантованих відповідей при аналізі ферорезонансів, оскільки головна
причина невизначеності результатів у іншому – у наявності нелінійних осциляторів.
Електромагнітні процеси в електричних мережах мають властивість передбачуваності,
тобто характеризуються як динамічні системи: існує однозначний перехід від реального про-
цесу до його математичної моделі. Динамічна система, миттєвий стан якої задається двома
величинами, узагальненою координатою x та її похідною, визначає нелінійний дисипативний
осцилятор. Поведінка ферорезонансного кола повністю відповідає даному класу осциляторів
(узагальненою координатою є потокозчеплення, дисипація відбувається в активній провідно-
сті, а джерело ЕРС характеризує вплив системи на процеси в даній електричній мережі). Але
саме зовнішня сила перетворює нелінійний осцилятор у неавтономну систему, яка може де-
монструвати складну динаміку й перехід до хаосу.
У математиці хаос визначають як крайню непередбачуваність постійного нелінійного
й нерегулярного складного руху, що виникає в динамічній системі. Слід зазначити, що цей
хаос, незважаючи на властивість непередбачуваності, характеризує невипадкові процеси. Бі-
льше того, він динамічно детермінований, оскільки підкоряється своїм закономірностям. По
суті, якщо розв’язок рівняння обмежений, але не є стабільним або періодичним, його класи-
фікують як хаотичний. Непередбачуваність хаосу пояснюється в основному саме істотною
залежністю від початкових умов. Один з головних висновків теорії хаосу полягає в наступ-
ному – майбутнє пророчити неможливо, тому що завжди будуть помилки вимірювання, по-
роджені в тому числі незнанням всіх факторів і умов, а малі зміни або помилки можуть по-
роджувати великі наслідки. Характерною властивістю хаотичної поведінки є експонентне
нагромадження помилки. Відповідно до квантової механіки початкові умови завжди неви-
значені, а відповідно до теорії хаосу – ці невизначеності будуть швидко наростати й переви-
щать припустимі межі передбачуваності. Тому другий висновок теорії хаосу – вірогідність
результатів залежно від часу швидко зменшується.
Відомо, що в нелінійних дисипативних динамічних системах, які знаходяться під дією
періодичної сили, можливі три типи реакції: періодична, квазіперіодична та хаотична. Таким
чином, в електричному ферорезонансному колі можна очікувати на появу таких коливань:
періодичних (як на основній частоті, так і на частотах вищих та нижчих гармонійних складо-
вих); коливань з нестабільним періодом; повністю хаотичних коливань. Причому в двох
останніх випадках у спектрі коливань присутні гармонійні складові, які не є кратними осно-
вній частоті, і саме тому за критерій початку ферорезонансу доцільно вибрати ступінь зага-
льного спотворення синусоїди основної частоти, а не перевищення вмісту якоїсь певної гар-
монійної складової. Найбільш небезпечним для обладнання електричних мереж є періодич-
ний ферорезонанс на основній частоті, оскільки при цьому коливанням максимально переда-
ється енергія джерела. Це підтверджується й досвідом експлуатації. Інші типи коливань та-
кож можуть стати причиною ушкоджень, але частіше за все спричиняють відмови засобів
релейного захисту та автоматики. Тому загроза їх появи також повинна бути виявлена й по-
переджена. З цією метою запропоновано використовувати метод продовжень, що дозволило
визначити як впливає зміна одного з параметрів режиму чи схеми на можливість існування
усталеного ферорезонансу.
Вивчення особливості поводження окремих розв’язків при зміні параметрів системи
базується на принципах теорії якісного дослідження диференціальних рівнянь. Одним з ос-
новних питань цієї теорії є питання про стійкість рішення, або руху системи, якщо рівняння
трактувати як модель фізичної системи. Метод продовжень передбачає аналіз стійкості
окремого розв’язку рівняння при відхиленнях досліджуваного параметра (без необхідності
виконання обчислень у часовому просторі). У результаті отримуємо інтервали зміни параме-
тра, в яких можливе виникнення та існування ферорезонансного процесу певного типу. Гра-
ниці інтервалів є точками біфуркацій. Взагалі теорія біфуркації довела свою ефективність
при вивченні нелінійних динамічних систем як адекватний математичний інструмент. Пово-
дження таких систем описується діаграмами біфуркацій які, у міру зростання керуючого па-
раметра, дають послідовність розгалужень. У таких точках відбувається зміна типу фероре-
зонансу. Виявити точки біфуркації можна за критеріями стійкості згідно з Ляпуновим, що
передбачає дослідження про те, як змінюється частинний розв’язок нелінійного рівняння при
малих відхиленнях параметру, вплив якого вивчається. Ознакою стійкості частинного
розв’язку є те, що всі множники Флоке будуть за модулем менші одиниці, тобто перехідні
процеси на всіх осях будуть затухаючі. Якщо ж при дослідженні множник Флоке вийде за
межі +1, то в цій точці ферорезонансний процес змінює свій характер в результаті тангенціа-
льної біфуркації. Також про наявність біфуркації свідчить поява множника Флоке, який вий-
де за межі -1, але це буде біфуркація іншого типу – подвоєння періоду. І, нарешті, коли
з’являється пара спряжених комплексних множників, модулі яких перевищують одиницю, то
це відповідає біфуркації Хопфа (ферорезонанс з періодичного стає квазіперіодичним).
Оцінка вірогідності запропонованої математичної моделі ферорезонансних схем РП із
трансформаторами напруги і повітряними вимикачами, які містять ємнісні дільники напруги,
була виконана шляхом зіставлення експериментальних осцилограм струму та напруги на ВН
ТН при протіканні ферорезонансних процесів у реальній мережі, отриманих, наприклад, за
допомогою реєстратора РЕГІНА, з залежностями струму та напруги від часу, які були отри-
мані в результаті моделювання. Також перевірялась відповідність місць ушкодження ТН, за-
реєстрованих у магістральних електричних мережах, з зонами небезпечних параметрів феро-
резонансних схем. Отримані результати стали основою для розробки нормативного докуме-
нту Мінпаливенерго України, який впроваджений в дію [4].
Реалізація розробленого спеціалізованого програмного забезпечення [6], що є додатком
до [4], дозволяє краще зрозуміти фізичну картину процесів та причини появи анормальних ре-
жимів, дослідити наявність необхідних і достатніх умов існування ферорезонансів. Так, пере-
вірка необхідних умов існування ферорезонансних процесів при експлуатаційній постановці
задачі передбачає дослідження методом продовжень залежності режимів від ємності дільників,
ємності шин, втрат в активній провідності. Початкові умови (початковий заряд конденсатора,
залишковий потік в осерді трансформатора, момент комутації) визначають, яким в результаті
буде усталений режим. Аналіз повинен бути виконаний для всіх можливих конфігурацій елек-
тричної мережі з урахуванням не тільки нормальних, але й аварійних, післяаварійних і ремон-
тних схем. При цьому слід враховувати роботу засобів релейного захисту та протиаварійної
автоматики. Виконання цього етапу забезпечує перевірку необхідних умов для розвитку феро-
резонансного процесу. Перевірка достатніх умов передбачає аналіз можливості виникнення в
мережі подій, що можуть ініціювати ферорезонанс: підключення трансформатора, відключен-
ня лінії електропередачі (у тому числі неповнофазні), падіння навантаження, атмосферні і ко-
мутаційні перенапруги та інші відхилення від нормального режиму.
На практиці при виявленні небезпеки виникнення ферорезонансного процесу в елект-
ричній мережі повинні бути впроваджені заходи щодо його попередження. Зокрема, в ІЕД
НАНУ були запропоновані, досліджені та рекомендовані для використання на практиці такі
засоби: виключення можливості утворення ферорезонансного контура; розладнання феро-
резонансного контура, що утворюється джерелом живлення, ємностями та індуктивностями;
зниження добротності ферорезонансного контура включенням у нього резистора; ведення в
ферорезонансний контур стороннього джерела електричної енергії для виведення феромагні-
тного осердя з стану насичення; використання захисного відключення. Три останніх заходи
зумовили розробку спеціальних захисних пристроїв, які мають датчики початку ферорезо-
нансу, логічні схеми та системи керування комутаційними апаратами або елементами корек-
ції, що підключаються до існуючих елементів мережі. Зважаючи на принципову неможли-
вість точного прогнозування розвитку ферорезонансного процесу, вживання захисних при-
строїв визнано найбільш універсальним і ефективним заходом.
При подальших теоретичних дослідженнях анормальних режимів у магістральних ме-
режах особливу увагу буде приділено нетиповим резонансним процесам, які хоч безпосере-
дньо не викликають ушкодження основного обладнання, оскільки напруги та струми не до-
сягають критичних значень, але зумовлюють неправильну дію засобів релейного захисту та
протиаварійної автоматики, а також систем автоматизованої діагностики та керування режи-
мами, що впроваджуються в сучасних мережах. Це стосується перш за все лінійних резонан-
сів на частотах субгармонійних та ультрагармонійних складових, а також квазіперіодичних
та хаотичних ферорезонансів.
1. Боровик Ю.М. Дослідження резонансних процесів у ЛЕП надвисокої напруги // Пр. Ін-ту електродина-
міки НАН України: Зб. наук. пр. – К.: ІЕД НАНУ, 2008. – №2(20). – С. 26.
2. Кузнецов В.Г., Тугай І.Ю. Моделювання трансформатора напруги при ферорезонансних процесах //
Вісн. Нац. ун-ту "Львівська Політехніка". – 2007. – № 596. – С. 127–131.
3. Кузнецов В.Г., Тугай Ю.И., Боровик Ю.М., Яндульский А.С. Моделирование ОАПВ в линии электропе-
редачи 750 кВ // Problemy Electroenеrgetyki. Materialy V Miedzynarodowego Seminarium (Lodz 11-12
czerwca 2007) – Lodz: Instytut Electroenergetyki. – S. 57–66.
4. Кузнецов В.Г., Тугай Ю.І., Шидловський А.К., Гашімов А.М., Дмитрієв Є.В. Виявлення ферорезонанс-
них процесів у електричних мережах високої напруги та запобігання їм: Методичні вказівки // Затвер-
джено Мінпаливенерго. Наказ №536 від 4.11.2008р -ДП НЕК Укренерго. – 52 с.
5. Тугай Ю. І. Аналіз умов виникнення ферорезонансних процесів в електричних мережах // Вісн. Нац. ун-
ту «Львівська політехніка». Електроенергетичні та електромеханічні системи. – Львів: НУ «Львівська
Політехніка». – 2007. – Вип. 596. – С.132–136.
6. Тугай Ю.І. Програмне забезпечення для аналізу ферорезонансних процесів в електричних мережах з заземленою
нейтраллю // Пр. Ін-ту електродинаміки НАН України: Зб. наук. пр. – К.: ІЕД НАНУ, 2008. – №2(20). – С. 27.
7. Тугай Ю.І. Резонансні процеси в електричних мережах високої напруги // Пр. конф. «Сучасні проблеми
електроенерготехніки та автоматики» (Київ, 2008), Київ: «Політехніка», 2008. – С. 193–196.
№ 15. ВІДДІЛ ТРАНЗИСТОРНИХ ПЕРЕТВОРЮВАЧІВ
УДК 621.314
О.М. Юрченко, М.М. Юрченко, В.Я. Гуцалюк,
В.О. Павловський, Ю.О. Твердохліб, П.Ю. Герасименко
ВИСОКОЧАСТОТНІ ТРАНЗИСТОРНІ ПЕРЕТВОРЮВАЧІ У СИСТЕМАХ
ЕЛЕКТРОЖИВЛЕННЯ ТЕХНОЛОГІЧНИХ УСТАНОВОК
Представлено результати досліджень за останній рік з трьох основних напрямків наукової діяльності
співробітників відділу транзисторних перетворювачів (№ 15), а саме: розробка та дослідження високочасто-
тних високовольтних пристроїв для бортових електронно-променевих технологічних установок; розробка та
дослідження високочастотних транзисторних перетворювачів для установок індукційних технологій; дослі-
дження електромагнітної сумісності систем електроживлення з високочастотними транзисторними пере-
творювачами.
Представлены результаты исследований за последний год по трем направлениям научной деятельно-
сти сотрудников отдела транзисторных преобразователей (№ 15), а именно: разработка и исследование вы-
сокочастотных высоковольтных устройств для бортовых электронно-лучевых установок; разработка и исс-
ледование высокочастотных транзисторных преобразователей для установок индукционных технологий; исс-
© Юрченко О.М., Юрченко М.М., Гуцалюк В.Я., Павловський В.О., Твердохліб Ю.О., Герасименко П.Ю., 2009
ледование электромагнитной совместимости систем электропитания с высокочастотными транзисторны-
ми преобразователями.
1. Розробка принципів побудови систем електроживлення бортових електронно-
променевих технологічних установок
Використання сучасної елементної бази з метою досягнення граничних характеристик
високочастотних транзисторних перетворювачів (ВТП) для технологічного устаткування як на-
земних, так і тих, що експлуатуються у навколоземному просторі, вимагає вивчення електромаг-
нітних процесів у них з урахуванням специфіки режимів енергоперетворення та керування.
Одним із важливих принципів побудови таких ВТП є принцип перетворення електро-
енергії на високій частоті (20...1000 кГц), який дає змогу не тільки поліпшувати масогабари-
тні показники цих пристроїв, а й здійснювати якісні зміни у технологічних процесах. Висока
частота перетворення дає можливість досягти потрібних динамічних характеристик систем
електроживлення (СЕЖ), тобто забезпечувати високу швидкодію у керуванні вихідними
вольт-амперними характеристиками СЕЖ і тим самим здійснювати повну керованість, яку
вимагають фази технологічних процесів.
Створення сучасних СЕЖ вимагає розробки нових принципів конструювання, зокрема
побудови силових перетворювальних каскадів у вигляді модулів на основі паралельного
з’єднання комірок. Кожна комірка має у своєму складі різноманітні елементи – транзистор,
діод, конденсатор або набір конденсаторів та запобіжник. При цьому важливою задачею, яка
вирішувалась, є зниження комутаційних перенапруг на транзисторах при великій швидкості
їх перемикання та незалежність від індуктивностей з’єднувальних провідників між комірка-
ми та загальних з’єднувальних провідників.
На основі цих модулів були створені СЕЖ для бортової електронно-променевої тех-
нологічної установки (БЕПТУ) [5, 8]. Особливістю цих СЕЖ є перетворення бортової напру-
ги (23..34 В) постійного струму у високу постійну напругу близько 10 кВ з потужністю декі-
лька кіловат. Ця СЕЖ складається з двох блоків – високочастотного транзисторного пере-
творювача та високочастотного високовольтного пристрою (ВВП). Для надійної роботи БЕ-
ПТУ СЕЖ повинна відповідати одночасно як електричним вимогам, що забезпечують техно-
логічний процес, так і загальним вимогам щодо бортової апаратури. Така СЕЖ використову-
валась для зварювання, паяння, різання та напилення металів на борту автономних об’єктів.
У зв’язку з особливостями експлуатації дуже важливою характеристикою ВВП є жорс-
ткість його вихідної характеристики. В умовах ускладненого охолодження, що має місце під
час роботи бортової апаратури, значно зростає значення такого важливого параметру, як на-
дійність. Виходячи з цього, основними вимогами при побудові ВВП для БЕПТУ є:
- забезпечення жорсткості вихідної характеристики у широкому діапазоні зміни наван-
таження (від холостого ходу до максимального навантаження);
- забезпечення необхідної надійності ВВП .
Частково ці питання розглянуті у роботах [2, 3, 4, 5]. Однак аналіз надійності ВВП
БЕПТУ представляє собою більш складну задачу. Особливо це стосується кіл, які містять ви-
сокочастотні високовольтні трансформатори (ВВТ). Виникає необхідність забезпечити елек-
тричну міцність конструкції, безпеку експлуатації та врахувати електромагнітні процеси у
пристроях перетворення рівня напруги, а також наявність високої напруженості електрично-
го поля, яка призводить до погіршення електромагнітної сумісності.
Відомо, що застосування методу глибокого секціонування дає змогу досягти високої
надійності схемотехнічної частини ВВП при заданому ресурсі роботи [3, 4, 7]. Тому, з прак-
тичної точки зору, надійність ВВП може визначатися станом електричної ізоляції ВВТ.
У процесі експлуатації старіння електричної ізоляції значно прискорюється при одно-
часній дії двох або більше факторів, внаслідок їх взаємного впливу. Разом з тим механізми
старіння ізоляції до цього часу достатньо ще не вивчені, тому надійним способом збільшення
ресурсу роботи ВВП є ретельне проектування та зменшення впливу згаданих факторів на ви-
готовлення ВВТ. Послаблення дії принаймні одного з них буде сприяти багаторазовому збіль-
шенню ресурсу роботи ВВП.
Одним із основних вузлів ВВП є ВВТ, який створює великі щільності магнітних та
електричних полів, які впливають на навколишнє середовище, особливо на власні кола та
інші пристрої. Враховуючи, що у високовольтному трансформаторі ВВП вторинна обмотка
розбита на n секцій, що споряджені власними випрямлячами та фільтрами, напруга, яка на-
водиться на зажимах приймача, буде дорівнювати сумі напруг, наведених на кожній із n об-
моток, що мають в n раз меншу ЕРС.
Якщо припустити, що ємнісний опір ( )X& між ВВТ та елементами схеми у стільки ж
разів більший повного опору ( )Z& між елементами схеми та корпусом )( ZX && >> , тоді напру-
га, яка наводиться між ВВТ та елементами схеми, буде приблизно в n раз меншою напруги,
яка наводиться на тому ж приймачі ВВТ. У такому разі можна зробити висновок, що засто-
сування способу підсумовування випрямляючих напруг дає змогу суттєво покращити елект-
ромагнітну сумісність ВВП.
Загальна безвідмовність роботи ВВП БЕПТУ може бути значно підвищена при засто-
суванні більш сучасних комплектуючих елементів, що мають кращі масогабаритні, частотні
та інші експлуатаційні параметри.
Щодо подальшого дослідження розглянутих питань та їх доцільності, необхідно зро-
бити достатньо широке коло різних системних випробувань ВВП у СЕЖ, які могли б забез-
печити високу надійність бортової апаратури, в яку вони входять.
2. Транзисторні інвертори напруги для установок індукційного нагрівання з НЧ
імпульсною модуляцією
У рамках робіт, спрямованих на розвиток теорії та принципів побудови високочастот-
них транзисторних перетворювачів для технологічного устаткування індукційного нагріван-
ня, проводились дослідження режимів роботи високочастотних транзисторних інверторів з
послідовним резонансним контуром на виході та розробка ефективних способів регулювання
вихідного струму при широкому діапазоні зміни параметрів навантаження.
Використання транзисторних перетворювачів частотою 10…440 кГц замість широко
розповсюджених лампових генераторів є одним із енергозберігаючих заходів у галузі висо-
кочастотних індукційних технологій. Це дає змогу зменшити споживання електричної енергії
на 35…45 %, відмовитись від водяного охолодження, зменшити у кілька разів масу, габарити
і відповідно матеріалоємність обладнання, збільшити ресурс роботи за рахунок відмови від
електровакуумних приладів. Круг технологічних задач дуже широкий (плавлення, паяння,
нагрівання, загартування та інше), а серійне виробництво таких перетворювачів в Україні не
налагоджено. Тому ця тематика є актуальною та перспективною.
Для забезпечення технологічних режимів необхідно здійснювати регулювання і стабі-
лізацію вихідного струму чи потужності. Використання структурної схеми, яка складається з
некерованого випрямляча напруги трифазної мережі живлення та інвертора напруги, в якому
регулюється вихідний струм, дає змогу суттєво спростити силову частину перетворювача,
тим самим знизити собівартість та підвищити надійність. Існують різні способи регулювання
та стабілізації вихідного струму транзисторного інвертора, такі як частотне регулювання, ре-
гулювання з використанням імпульсної та НЧ імпульсної модуляції, а також різні їх комбі-
нації. Дослідження можливості використання способів НЧ імпульсної модуляції для подіб-
ного застосування недостатньо представлені в публікаціях.
Практично нульові динамічні втрати потужності є значною перевагою інверторів з НЧ
регулюванням порівняно зі способами регулювання на основній частоті [1]. Нульові втрати
потужності досягаються за рахунок перемикання транзисторів при струмі, близькому до ну-
ля, що відповідає режиму роботи на частоті, близькій до резонансної. Для забезпечення цьо-
го використовується система автоматичного підстроювання частоти (АПЧ).
На рис. 1 наведені діаграми вихідних напруги u(t) та струму i(t) інвертора та напруги
керування Su при НЧ імпульсній модуляції. При НЧ модуляції час модуляції MT , час ввімк-
неного стану ONt та час вимкненого стану OFFt зручно характеризувати цілими числами, що
кратні періоду вихідної напруги інвертора 0T :
0sTTM = , 0mTtON = , 0nTtOFF = , (1)
де msn −= – кількість періодів за час вимкненого стану OFFt ; m – кількість періодів за час
ввімкненого стану ONt ; s – кількість періодів 0T за час модуляції MT .
При високих добротностях Q можна знехтувати вищими гармоніками у вихідній на-
прузі інвертора. Це дає змогу суттєво спростити аналіз та отримати вирази у аналітичному
вигляді. В результаті аналізу отримано вирази для вихідного струму інвертора в усталеному
режимі, які дозволяють про-
водити аналіз при різних
комбінаціях msn ,, . Аналіз
показав, що швидкість зрос-
тання та спаду амплітуди
струму визначається постій-
ною часу
π
τ 02 QT
R
L
== , яка
збільшується при збільшенні
згаданої вище добротності.
Середнє за модулем
значення струму cepI , мак-
симальне maxaI , мінімальне
minaI значення амплітуди
струму та різниця між максимальним та мінімальним значеннями амплітуди струму aIΔ мо-
жна визначити спрощеними виразами:
R
U
I m
cep π
γ)1(2
= ; (2)
⎥
⎥
⎥
⎥
⎦
⎤
⎢
⎢
⎢
⎢
⎣
⎡
⎟
⎟
⎟
⎟
⎠
⎞
⎜
⎜
⎜
⎜
⎝
⎛
−
−
−=
⎟
⎠
⎞
⎜
⎝
⎛ −−−
−
−
4
1
)1(
max
1
11
ns
Q
s
Q
n
Q
m
a e
e
e
R
U
I
π
π
π
;
(3)
( )
⎟
⎠
⎞
⎜
⎝
⎛ −−
−
−−
−
−
= 4
1
)1(
min
1
1 n
Q
s
Q
ns
Q
m
a e
e
e
R
U
I
π
π
π
; (4)
⎥
⎥
⎥
⎥
⎦
⎤
⎢
⎢
⎢
⎢
⎣
⎡
−
+−
−=Δ
−
−−−−
Q
s
Q
n
Q
s
Q
ns
Q
m
a e
e
eee
R
U
I 4
)(
)1(
1
21
π
π
πππ
, (5)
де Um(1) – амплітуда першої гармоніки напруги інвертора після трансформатора;
s
m
T
t
M
ON==γ –
коефіцієнт заповнення модульованої напруги.
На практиці впродовж технологічного циклу активний опір навантаження може як
збільшуватись, що характерно для немагнітних матеріалів, так і зменшуватись, що відповідає
процесу нагрівання магнітних матеріалів. Також змінюється L , хоч і меншою мірою, та від-
повідно Q . Залежно від цього вибирається початковий режим роботи системи керування.
Рис. 1
Розглянуто режими стабілізації струму при зменшенні опору навантаження від почат-
кового значення пR , якому для прикладу буде відповідати 1=γ , до кінцевого значення кR .
При цьому вважатимемо constL = . На рис. 2 представлено графіки залежності відносних
максимального та мінімального значень
п
m
a
a
R
U
I
I
)1(
max*
max = ,
п
m
a
a
R
U
I
I
)1(
min*
min = при стабілізації
сeрI для НЧ-ШІМ (s=const) при зміні
пR
RR =* . Приймемо 10=s , початкову добротність
10,5=пQ .
З рис. 2 видно, що зменшення R *
призводить до появи НЧ пульсації стру-
му, однак у всьому діапазоні зміни R *
система працює в режимі безперервного
струму. Максимальне значення амплі-
туди пульсації відповідає 5,0* =R та
5,0=γ . *
maxaI при 5=пQ досягає ма-
ксимального значення 1,68, що слід вра-
ховувати при виборі елементів схеми.
При НЧ-ШІМ нестабільність та
дискретність регулювання визначаються
параметром s . Дискретність зміни
струму майже рівномірна. Однак при
зменшенні γ збільшується амплітуда
НЧ пульсації струму та може виникнути
режим роботи інвертора, коли струм
спадає до нуля. Це обмежує можливість використання цього способу регулювання при ши-
рокому діапазоні зміни параметрів навантаження та при малих значеннях Q . При цьому ви-
никають складності практичної реалізації системи керування з АПЧ.
Рис. 3, 4 відображають результати досліджень НЧ-ЧІМ ( 1=n ) та НЧ-ЧІМ ( 2=n ) при
аналогічних умовах. Для НЧ-ЧІМ при 1=n *
maxaI збільшується до 1,18, а при 2=n *
maxaI
досягає 1,31. Перевагою НЧ-ЧІМ перед НЧ-ШІМ є те, що амплітуда НЧ пульсації струму
обмежена і є меншою. Але для НЧ-ЧІМ характеристика регулювання нерівномірна та не дає
Рис. 2
Рис. 3 Рис. 4
змоги стабілізувати струм при зменшенні R більше ніж у 2 рази для n=1 та більше ніж у 3
рази для n=2. Збільшення n збільшить амплітуду НЧ пульсації струму. Доцільне використан-
ня одночасно n=1 та n=2, що покращить характеристики.
Параметри регулювання msn ,, впливають на дискретність регулювання струму, не-
стабільність, величину пульсації амплітуди струму. При великих значеннях s ( 10>s ) дис-
кретність регулювання зменшується, однак стають можливими режими переривистого стру-
му, що ускладнює роботу системи керування з АПЧ та збільшує вимоги до вхідного фільтра.
Було проведено експериментальні дослідження на макеті транзисторного перетворю-
вача індукційної установки з НЧ-ШІМ керуванням, призначеної для паяння інструмента. Ек-
вівалентна схема заміщення навантаження мала такі параметри: 47,10=C мкФ; 72,0=нL
мкГ; 87,57=нf кГц; 026,0=нR Ом; 2,10=пQ . Величини L , R та Q отримані в результаті
розрахунків на основі експериментальних досліджень.
Схема керування з НЧ-ШІМ модуляцією забезпечувала стабілізацію середнього зна-
чення вихідного струму за модулем та мала систему АПЧ. У процесі нагрівання активний
опір навантаження зменшився на 40 %, а індуктивність – на 8 %.
Осцилограми вихідного струму протягом циклу нагрівання наведені на рис. 5.
а б в г
Рис. 5
Під час нагрівання коефіцієнт заповнення змінювався від початкового значення
1=пγ до кінцевого 6,0=кγ . При цьому максимальне та мінімальне значення амплітуди
струму по відношенню до початкової амплітуди струму досягали 1,46 та 0,71 відповідно, що
підтверджує правомірність отриманих виразів. Експериментальні дослідження показали мо-
жливість використання НЧ-ШІМ для виконання даної технологічної задачі. Наявність пуль-
сації струму необхідно враховувати при виборі елементів схеми. Однак зменшення доброт-
ності контура навантаження призводить до появи режимів переривистих струмів і є неприпу-
стимим.
НЧ-ШІМ ( consts = ) та НЧ-ЧІМ ( constn = ) мають свої переваги та недоліки. Їх вико-
ристання можливе при високих рівнях добротності або невеликому діапазоні регулювання.
Подальші дослідження мають проводитись в напрямку розробки ефективних способів та ал-
горитмів регулювання при змінних параметрах регулювання msn ,, , що дасть змогу покра-
щити характеристики при широкому діапазоні зміни параметрів навантаження.
Практично нульові динамічні втрати потужності є значною перевагою інверторів з НЧ
регулюванням. Їх використання дозволяє спростити силову частину перетворювача, зменши-
ти втрати потужності, тим самим розширити частотні можливості. Зазначені вище недоліки
НЧ-ШІМ та НЧ-ЧІМ роблять недоцільним їх широке застосування. Їх використання доцільне
при високих рівнях добротності, невеликому діапазоні зміни параметрів навантаження, не-
значних вимогах до характеристик регулювання та стабілізації. Подальші дослідження ма-
ють проводитись у напрямку розробки НЧ способів та алгоритмів регулювання при змінних
параметрах регулювання msn ,, , що дасть змогу покращити характеристики при широкому
діапазоні зміни параметрів навантаження.
3. Моделювання електромагнітних завад випромінення в автономних системах
електроживлення із високочастотними транзисторними перетворювачами
Одним з важливих аспектів електромагнітної сумісності (ЕМС) в автономних СЕЖ із
високочастотними транзисторними перетворювачами є електромагнітні завади (ЕМЗ) ви-
промінення. Процеси виникнення та розповсюдження ЕМЗ у автономних СЕЖ різноманіт-
них електротехнологічних установок аналогічні таким же процесам, що протікають у СЕЖ
автономних електротранспортних засобів (АЕЗ). Тому результати досліджень, що були
отримані при аналізі СЕЖ АЕЗ та наведені нижче, будуть використані при створенні будь-
яких автономних систем електроживлення.
Добре відомо [7], що ЕМЗ випромінення тісно пов’язані з кондуктивними завадами,
особливо на частотах нижче 1000 МГц. Існують прості співвідношення між ЕМЗ випро-
мінення та кондуктивними завадами [6]. Проте ці співвідношення є справедливими лише для
дуже простих геометричних форм випромінювачів та низьких частот і електрично коротких
кабелів, де розподіл струму завади вздовж випромінюючого провідника можна вважати при-
близно рівномірним.
Для оцінки ЕМЗ випромінення у ситуаціях з реальними геометрією та розмірами кабелів
АЕЗ часто застосовують методи електронного моделювання. Ці методи потребують достатньо
складних моделей завад і кабелів, а точність результату моделювання є не завжди достатньою.
Для моделювання ЕМЗ випромінення від систем зі складними геометричними фор-
мами запропоновано емпіричний алгоритм [1], який дає змогу визначити коефіцієнти випро-
мінення від кабелів АЕЗ та рівень випромінення від всього АЕЗ, використовуючи прості
тестові процедури. При цьому спочатку визначаються основні канали розповсюдження ЕМЗ,
після чого сумарне випромінення ЕМЗ в АЕЗ нескладно визначити шляхом комбінації одер-
жаних коефіцієнтів випромінення і виміряних кондуктивних завад у них.
На рис. 6 спрощено показаний механізм розповсюдження ЕМЗ випромінення від оди-
ночного електронного модуля або
функціонального вузла АЕЗ, до якого
під’єднаний кабель. Тут прийняті такі по-
значення: 1 – електронний модуль або
функціональний вузол; 2 – пробник напру-
ги; 3 – кабель; 4 – приймальна антена.
Електронний модуль генерує кондук-
тивні завади, струм яких певним чином
розподілений по кабелю АЕЗ. Прийнято,
що струм завади розподілений нерівно-
мірно вздовж кабеля і може бути описаний
таким рівнянням:
),()0,(),( xDIxI CECE ωωω ⋅= , (6)
де ),( xI CE ω – струм кондуктивної завади в точці x кабелю; )0,(ωCEI – струм кондуктивної
завади на початку кабелю, в точці під’єднання кабелю до електричного модуля; ),( xD ω –
функція розподілу, яка залежить від частоти та геометрії джгута кабелів.
Частину енергії завади, яка випромінюється кабелем у навколишнє середовище, мож-
на визначити з рівняння
∫
=
=
L
x
CERE dxxRxIF
0
),(),()( ωωω , (7)
де )(ωREF – напруженість поля ЕМЗ випромінення, виміряна в точці розташування антени; L
– довжина кабелю; ),( xR ω – функція, що пов’язує між собою струм кондуктивної завади та
поле її випромінення на невеликому сегменті кабелю в точці x . Ця функція теж залежить
від частоти, геометрії розводки кабелів та властивостей навколишнього середовища.
Підставляючи (6) у (7), одержимо:
Рис. 6
,),(),()0,(),(),()0,()(
00
dxxRxDIdxxRxDIF
L
x
CECE
L
x
RE ωωωωωωω ⋅=⋅= ∫∫
==
(8)
або
)()0,()( ωωω FIF CERE ⋅= , (9)
де
dxxRxDF
L
Lx
∫
=
⋅= ),(),()( ωωω . (10)
З рівняння (9) видно, що поле випромінення можна однозначно пов’язати зі струмом
кондуктивної завади в точці 0=x , де кабель виходить з електронного модуля.
Зазвичай струм кондуктивної завади вимірюється за допомогою стандартного пробни-
ка струму:
)()()( ωωω probeCECE KIV ⋅= і )()0,(),( ωωω probeCECE KIoV ⋅= , (11)
де )(ωprobeK – коефіцієнт передачі пробника; )(ωCEV – напруга на виході пробника.
З іншого боку, поле ЕМЗ приймає антена, яка перетворює це поле в напругу )(ωREV ,
пропорційну полю:
)()()( ωωω antRERE AFV ⋅= , (12)
де )(ωantA – це антенний фактор.
Підставляючи рівняння (9) і (11) в (12), одержимо:
)()0,(
)(
)()(
)0,()( ωω
ω
ωω
ωω FV
K
AF
VV CE
probe
ant
CERE ′⋅=
⋅
= , (13)
де
)(
)()(
)(
ω
ωω
ω
probe
ant
K
AF
F
⋅
=′ . (14)
Для системи, яка містить лише один кабель (поле визначається тільки одним чинни-
ком), рівняння (14) можна записати в іншій формі:
)0,(
)()(
ω
ωω
CE
RE
V
VF =′ . (15)
З цього рівняння випливає можливість емпірично оцінювати ефективність випромі-
нення поля ЕМЗ кабелем. Для цього достатньо виміряти напругу на зажимах антени, напругу
на виході пробника струму і обчислити відношення цих напруг.
Якщо система містить декілька кабелів, то сумарне поле ЕМЗ є векторною сумою
полів, які випромінюються кожним кабелем:
)()0,()(
1
ωωω i
n
i
CEiRE FVV ′⋅= ∑
=
, (16)
де )0,(ωCEiV – напруга кондуктивної завади, виміряна в і-му кабелі; )(ωiF ′ – ефективність
випромінення.
Це рівняння достатньо точно описує всю систему кабелів, якщо взаємні зв´язки по по-
лю між кабелями слабкі. Така умова є природньою і легко виконується при грамотному, з
точки зору ЕМС, конструюванні АЕЗ і системи його кабелів.
Один з можливих способів визначити коефіцієнт )(ωiF ′ одиночного кабелю з системи
кабелів полягає в тому, щоб примусово внести значне загасання для всіх інших кондуктив-
них завад. Це можна досягти шляхом встановлення в кожен з решти кабелів високоімпе-
дансних котушок індуктивності [7].
У такій ситуації ефективність випромінення )(ωiF ′ в і-му кабелі дорівнює
ijVV
V
F
jCEiCE
RE
i
i
≠≈
=′
,0)0,()0,(
)(
)(
ωω
ω
ω . (17)
Звичайно, введення високоімпедансних котушок індуктивності послідовно у кожен
з кабелів змінює імпеданс цих кабелів і відповідно рівень кондуктивних завад у них. Але ім-
педанс кабелю без котушок індуктивності, який, власне, і підлягає дослідженню, лишиться
тим самим, і тому випромінення цього кабелю теж не зміниться. З цієї причини еквівалентна
ефективність випромінення, яка характеризується коефіцієнтом )(ωiF′ , залишиться такою
ж, як і при відсутності котушок індуктивності.
Для подальшого розгляду важливо зазначити, що напруга )(ωiCEV у рівнянні (17)
може бути напругою кондуктивної завади, яка виникає всередині електронного модуля СЕЖ;
але з другого боку, цю напругу можна подати на електронний модуль ззовні, і спектральний
склад такої тестової напруги може бути наперед заданим або відомим. Якщо тестову напругу
(невеликої амплітуди) подати в точку, де кабелі виходять з електронного модуля, так, щоб не
порушити нормального функціонування згаданого модуля, то струм, спричинений цією на-
пругою, потече по кабелю тим самим шляхом, що і струм власної завади модуля, і в
результаті з’явиться поле випромінення, яке матиме таку ж структуру, що і поле від “своєї”
кондуктивної завади.
Знання спектрального складу тестової напруги дає змогу застосувати досконалі коре-
ляційні алгоритми обробки результуючого сигналу. При цьому можна чітко відмежуватись
від усіх паразитних ефектів, що зазвичай супроводжують високочастотні вимірювання, і
одержати достовірний результат. Тому при проведенні таких тестових вимірювань необхідно
використовувати спеціалізовані генератори сигналів та спектроаналізатори [7].
Після того, як обчислені коефіцієнти випромінення для кожного з кабелів джгуту, їх
можна співставити з напругою реальних кондуктивних завад АЕЗ (як результат вимірювань у
системі, де заданий вище електронний модуль функціонує у штатному режимі роботи). У
результаті такого співставлення є можливість вирахувати реальний рівень випромінення
ЕМЗ, використовуючи вираз (16).
Оскільки рівняння (16) є векторним, то напруга )0,(ωiCEV і коефіцієнт )(ωiF ′ також
є векторними величинами. Це означає, що при вимірюваннях, наприклад, )0,(ωiCEV
потрібно використовувати спектроаналізатори, які вимірюють не тільки амплітуду, але також
і початкову фазу напруги. Для того щоб можна було використовувати більш доступні спек-
тро-аналізатори скалярного типу, без необхідності вимірювати початкову фазу векторної на-
пруги, доцільно запропонувати вираз для обчислення середньоквадратичного значення
амплітуди поля випромінення ЕМЗ:
∑∑
==
⎥⎦
⎤
⎢⎣
⎡ ′⋅≈′⋅=
n
i
iiCE
n
i
iiCERE FVFVV
1
22
1
)()0,()()0,()( ωωωωω . (18)
За допомогою виразу (18) можна достатньо просто оцінити рівень випромінення ЕМЗ
від АЕЗ з прийнятною точністю.
Для перевірки запропонованого методу моделювання співробітниками відділу транзи-
сторних перетворювачів та лабораторії електромобілів ІЕД НАН України були виконані ви-
мірювання поля ЕМЗ від електромобіля ЗАЗ 11029, який перебував на відкритому повітрі.
При вимірюваннях використовувались стандартні вимірювальні прилади: еквівалент мережі
типу NNB111, селективний мікровольтметр типу SMV11 (для частот до 30 МГц) та типу
SMV 8.5 (для частот від 30 до 100 МГц), а також штирьова вимірювальна антена, пробники
струму типу FCC F-130A та FCC F-61. Антена була встановлена над металевим листом
розмірами 75 х 100 мм спереду автомобіля на відстані приблизно 0,5 м від нього.
На рис. 7 повторено фінальний ре-
зультат моделювання за наведеною мето-
дикою [4] (суцільна лінія), і для порівняння
показано криву вимірювань фактичного
поля ЕМЗ СЕЖ (пунктирна лінія).
З порівняння двох кривих видно, що
вони проходять достатньо близько одна від
одної. Це означає, що запропонована мето-
дика моделювання ЕМЗ випромінення від
електромобіля є правильною і може бути
ефективно використана для моделювання,
передбачення і дослідження поля
випромінення будь-якої автономної СЕЖ.
У подальшому планується розширення та поглиблення наукових досліджень в галузі
електромагнітної сумісності високочастотних транзисторних перетворювачів, а також прове-
дення фундаментальних досліджень в галузі ЕМС автономних систем електроживлення з та-
кими перетворювачами.
В узагальненому вигляді згадані вище дослідження включають у себе: аналіз процесів
в електротехнічних системах з напівпровідниковими перетворювачами з точки зору виник-
нення ЕМЗ; аналіз та вивчення можливих шляхів розповсюдження ЕМЗ від місця виникнення
до заданої точки у просторі; розробку економічних та ефективних методів зменшення ЕМЗ
(трансформація спектра ЕМЗ, зменшення інтенсивності гармонійних складових спектра, раці-
ональний вибір робочого циклу силових компонентів у перетворювачах напруги тощо).
Проведення цих досліджень, у першу чергу, має на меті зменшення інтенсивності
кондуктивних завад та завад випромінення, які генерують високоефективні транзисторні пе-
ретворювачі та системи електроживлення з такими перетворювачами в бік первинної мережі
та до споживача, до рівнів, що регламентуються сучасними стандартами та нормативними
документами.
1. Юрченко М.М., Гуцалюк В.Я., Шевченко П.М., Герасименко П.Ю. Транзисторні інвертори напруги устано-
вок індукційного нагріву з НЧ імпульсною модуляцією в режимі стабілізації струму навантаження // Техн.
електродинаміка. Темат. вип. “Проблеми сучасної електротехніки”. – 2008. – Ч. 2. – С. 109–112.
2. Юрченко М.М., Павловський В.О., Юрченко О.М., Гуцалюк В.Я. Формування вихідної характеристики сис-
тем електроживлення технологічної установки без тигельного зонного переплаву // ІІІ МНТК “Світотехніка
й електроніка: історія, проблеми й перспективи”. – Тернопіль. – 2008. – С. 26–28.
3. Юрченко М.М., Твердохліб Ю.О. Високовольтні перетворювальні пристрої джерел живлення бортового тех-
нологічного устаткування // Пр. Ін-ту електродинаміки НАН України: Зб. наук. пр. – К.: ІЕД НАНУ. – 2008.
– Вип. 19. – С. 91–94.
4. Юрченко М.М., Твердохліб Ю.О. Високочастотні перетворювальні пристрої з підвищеною вихідною напру-
гою бортового технологічного устаткування // Пр. Ін-ту електродинаміки НАН України: Зб. наук. пр. – К.:
ІЕД НАНУ. – 2008. – Вип. 20. – С. 49–50.
5. Юрченко М.М., Шевченко П.М., Сенько В.І. Особливості побудови високочастотного високовольтного при-
строю бортової електронно-променевої технологічної установки // Техн. електродинаміка. Темат. вип. “Про-
блеми сучасної електротехніки”. – 2008. – № 4. – С. 91–92.
6. Юрченко О.М., Павловський В.О., Твердохліб Ю.О. Моделювання та передбачення виникнення та розповсю-
дження електромагнітних завад в системах енергоживлення автономних електротранспортних засобів //
Техн. електродинаміка. Темат. вип. “Проблеми сучасної електротехніки”. – 2008. – Ч. 4. – С. 82–86.
7. Юрченко О.М., Павловський В.О., Юрченко М.М. Моделювання електромагнітних завад випромінення в ав-
тономних електротранспортних засобах // Техн. електродинаміка. Темат. вип. “Силова електроніка та енер-
гоефективність”. – 2008. – Ч. 4. – С. 26–28.
8. Пат. 83148. Установка для електронно-променевої зонної плавки матеріалу в космосі в умовах мікрограві-
тації і космічного вакууму / Б.Є. Патон, Ю.А. Асніс, М.М. Юрченко, П.М. Шевченко та інш. – 2008. – Бюл.
№ 11.
Рис. 7
|