Аракелян А.К., Афанасьев А.А. Вентильные электрические машины и регулируемый электропривод. Книга 2

Подождите немного. Документ загружается.

131

Прèложенèе 10.5.1

Параметры оïытного двигателя, выïолненного на основе

синхронной машины обращенного исïолнения:

Н=

2,8 кВт;

фн

=150 В;

=8,5 À;

=1500 об/мин;

cos=0,9. Соединение обмотки якоря — звезда;

1,86;

=0,754;

=1,64;

=0,534;

=0,016;

=148;

=0,967;

=2528; (

ifdH

=11,5);

fdc

=220; (

ifdc

=1,0).

Комïенсационная обмотка имеет доïолнительное ответв-

ление:

w k k w k

fq ifq ifq

ifq

    196 1 41 108 0 773

; ( , ); ;( , ).

Параметры обмотки якоря и коэффициенты ïриведения

обмоток возбуждения и комïенсационной оïределены оïыт-

ным ïутем.

132

Г л а в а о д и н н а д ц а т а я

ВЕНТИЛЬНЫЙ ДВИГАТЕЛЬ КАК ОБЪЕКТ РЕГУЛИРОВА-

НИЯ В СТАТИЧЕСКОМ РЕЖИМЕ ЭЛЕКТРОПРИВОДА

11.1. Статические преобразователи частоты в схемах

вентильного двигателя

11.1.1. Общие замечания

Разработка и применение частотно-регулируемых элек-

троприводов с асинхронными и синхронными двигателями,

сдерживаемые до недавнего времени из-за неудовлетвори-

тельных предельных характеристик вентилей статического

преобразователя частоты (СПЧ), ограниченной номенклату-

рой и объемом производства последних, в настоящее время

охватывают все больше сфер в мировой практике. Техноло-

гические достижения микроэлектроники, наряду с успехами

силового полупроводникового приборостроения в решении

проблем коммутации больших мощностей, позволили создать

новые классы приборов силовой электроники, обладающих

свойствами полностью управляемых ключей с высокими

уровнями коммутируемых напряжений и токов при малых

потерях, незначительных мощностях управления и временах

переключения. Поэтому происходит перераспределение об-

ласти применения приборов силовой электроники.

Однако традиционные тиристоры (SCR) в настоящее вре-

мя и обозримом будущем являются основными ключевыми

элементами в преобразователях с естественной (сетевой или

машинной) коммутацией большой мощности, особенно в

высоковольтных системах. В то же время запираемые тири-

сторы (GTO), биполярные транзисторы с изолированным

затвором (IGBT) и полевые транзисторы с изолированным

затвором (MOS FET) ввиду их специфических характеристик

находят широкое применение в системах электроприводов

средних и малых мощностей, питаемых в основном от низ-

ковольтных сетей [528].

133

Исходя из вышеизложенного, проведем качественный и

количественный анализ технико-экономических показателей

СПЧ, для схем вентильных двигателей, конструируемых на

базе традиционных тиристоров.

В электроприводах с асинхронными двигателями (АД)

используется целое множество видов статических преобразо-

вателей частоты на базе управляемых (частично или полно-

стью) полупроводниковых вентилей [67, 243, 520, 521].

Однако суммарная установленная мощность вентилей в сис-

темах с АД в несколько раз больше, чем мощность вентилей для

питания аналогичного по функциональным возможностям при-

вода с двигателями постоянного тока. Эта проблема низкого

использования вентилей в еще большей степени усугубляется

при применении регулируемых и быстроходных электроприво-

дов с АД, питаемых от высоковольтных СПЧ, что является

сдерживающим фактором на путях широкого использования

подобных систем в мощных приводах.

Замена асинхронных двигателей на синхронные или вклю-

чение последних по схеме вентильного двигателя сушественно

упрощает схемы СПЧ. В этих схемах с СД есть предпосылки

для значительного уменьшения суммарной установленной

мощности вентилей СПЧ благодаря свойствам СД и естествен-

ному сочетанию его свойств со свойствами наиболее гибкого (в

смысле управляемости) типа СПЧ—СПЧ со звеном постоянно-

го тока и с естественной или искусственной коммутацией вен-

тилей выпрямителя и инвертора [396, 523, 524].

Известно, что вентили СПЧ выбираются в зависимости

от максимального тока и напряжения нагрузки. Условия вы-

бора вентилей для питания АД и СД по напряжению могут

быть аналогичны, а по току существенно различны. При од-

ной и той же исходной величине электромагнитного момен-

та, скорости и напряжения и при одинаковой кратности мо-

мента перегрузки ток СД при перегрузке может быть умень-

шен по сравнению с током перегрузки АД в 1 cos раз. По-

скольку величина

cos



в этом режиме мала, то токи пере-

грузки СД и АД могут различаться в 1,5—2 раза.

Относительно высокое значение

cos



СД, включенного по

134

системе ВД, позволяет резко упростить силовую схему выход-

ной части СПЧ-инвертора. Позволяет исключить из его состава

как обратные диоды, так и коммутирующие вентили. Общее

число вентилей основного типа трехфазного инвертора тока

уменьшается с 18 до 12, а инвертора напряжения с двухступен-

чатой индивидуальной коммутацией и групповым конденсато-

ром уменьшается с 20 до 14. Суммарная же мощность всех вен-

тилей уменьшается в еще большей степени [519].

В схемах СПЧ, обеспечивающих локализацию энергии

магнитных полей отдельных фаз СД с помощью внутренних

цепей инвертора, создается одновременно условие для уп-

рощения входной части СПЧ-выпрямителя. В отличие от

АД, СД при работе в генераторном режиме не нуждается в

потреблении от сети реактивной мощности. Поэтому при

исключении обратных диодов из схемы инвертора отпадает

необходимость в установке второй группы вентилей выпря-

мителя. Один и тот же управляемый выпрямитель в схеме

СПЧ может быть использован как для передачи мощности от

сети, так и для возврата ее в сеть. Таким образом, при заме-

не АД на СД или ВД суммарная мощность вентилей СПЧ со

звеном постоянного тока, искусственной коммутацией вен-

тилей и локализацией энергии магнитных полей нагрузки

уменьшается более чем в два раза. В еще большей степени

уменьшается мощность коммутирующего конденсатора и

сглаживающего дросселя.

Следовательно, при использовании СПЧ со звеном по-

стоянного тока система СПЧ—СД, включенного по схеме

ВД, оказывается более предпочтительной.

В связи с этим интересно провести сравнение различных

типов СПЧ, пригодных для питания СД по схеме ВД. Рас-

смотрим три наиболее характерных типа преобразователей

частоты: СПЧ со звеном постоянного тока с естественной

коммутацией вентилей инвертора за счет напряжения пи-

тающей сети в начальной стадии пуска ВД и за счет ЭДС

вращения синхронного двигателя — при его вращении со

скоростью больше 0,1 

; СПЧ с непосредственной связью

(НПЧ) с аналогичной естественной коммутацией вентилей и

СПЧ со звеном постоянного тока, но с искусственной ком-

135

мутацией вентилей и взаимокомпенсацией энергии магнит-

ных полей трехфазного СД. Первые два преобразователя вы-

полняются как источники тока, а третий  как источник на-

пряжения.

11.1.2. Статический преобразователь частот со звеном

постоянного тока и с инвертором тока.

Допустимая загрузка вентилей СПЧ (рис. 5.5) по току лими-

тируется тепловыми потерями, которые главным образом зави-

сят от средней величины тока вентиля; в меньшей степени —

от коэффициента формы этого тока и в еще меньшей степени

от частоты и условий коммутации. Такая классификация от-

дельных составляющих потерь весьма условна, но для рассмат-

риваемого класса схем и частот, лежащих в пределах примерно

от 5 до 300 Гц, оказывается справедливой. Так как в расчете

будет фигурировать такой параметр, как номинальный ток вен-

тиля, то уточнение всегда может быть выполнено с учетом опу-

щенных величин [396].

Для выбора вентилей СПЧ по току при их работе в услови-

ях, отличных от условий работы в классификационной схеме,

необходимо знать падение на них напряжения 

от прямого

тока и динамическое сопротивление

. Эти параметры меня-

ются в широких пределах, поэтому воспользуемся другим

обобщенным параметром — отношением постоянного тока

эквивалентного по нагреву номинальному току вентиля

ВН

номинальному току. Как показывает анализ данных различных

типов полупроводниковых вентилей, отношение

I I K

П BH B



обычно лежит в пределах 1,2<

<1,5 [92, 520]. У большинства

вентилей зарубежного производства эта величина ближе к 1,5. С

нагревом вентилей

увеличивается на 5—10%.

Обозначим степень использования вентилей по току коэф-

фициентом

K I I

T B BH

 , где

средний ток вентиля в

данной конкретной схеме. Величина

определяется из усло-

вий перегрузки двигателя. Для определения величины

ре-

шим совместно уравнения:

136

 

  

 

P U I K I R

P U I I R U K I K I R

P U I K I R

H B BH ÔН

ВН

П B B В

B B BH B

ВН

B B Ô

 

   

 











;

(11.1)

где

ÔН

— коэффициенты формы тока в классифика-

ционной и в исследуемой схемах,

ÔН

 1 57, ;



, 



— соответственно потери в вентиле в

классификационной схеме, потери при постоянном токе

и потери в исследуемой схеме.

Принимая   

P P P

H П

  , можно установить, что ко-

эффициент

связан с коэффициентами

уравне-

нием

 

K K

T T

B B

2 46

0 406

0



















. (11.2)

Решив (11.2) при известных значениях величин

, можно найти ток

 .

Статический преобразователь частоты с инвертором тока

по схеме рис. 5.5 отличается простотой и, на первый взгляд,

кажется наиболее целесообразным.

Рассмотрим прежде "идеальный" случай, когда коммута-

ционный реактанс

, синхронный реактанс

, активное

сопротивление обмотки статора

и время восстановления

вентильных свойств

равны нулю. Примем, что СПЧ пита-

ется от сети бесконечно большой мощности и входная ин-

дуктивность инвертора тока достаточно велика для того, что-

137

бы можно было пренебречь величиной сетевых и инвертор-

ных пульсаций входного тока инвертора

. Тогда средний

ток вентилей выпрямителя и инвертора связан с током

первой гармоникой тока двигателя

выражениями

I I I i I

П П B

    

0 78 0 427

1 1

; , ; , .



(11.3)

Номинальное напряжение вентиля должно быть не мень-

ше максимального значения возможного на нем напряже-

ния. При рассматриваемых условиях действующее напряже-

ние двигателя

равно первой гармонике кривой этого на-

пряжения

. При пренебрежении величиной 

найдем,

что

U U U

 2 2

. (11.4)

Следовательно, максимальная полезная мощность, при-

ходящаяся на один вентиль данного простейшего СПЧ при

идеальных условиях





cos   0

P P

U i

K U I

1 10

1 1

0 22    ,

T BH BH

, (11.5)

где

— мощность двигателя;



— фазовый сдвиг между током и напряжением дви-

гателя;

— число вентилей силовой схемы СПЧ.

На рис. 11.1 приведены расчетные кривые





K K

T Ô

при

равном 1,25; 1,35 и 1,5 [396]. В качестве расчетной вели-

чины

здесь и в последующих примерах принято среднее

значение этого коэффициента:

 1 35, . По кривой 2 (рис.

11.1) при

 1 73, определяется

 0 93, .

138

Рис. 11.1. Расчетные кривые зависимости коэффициентов форм

тока и напряжения в функции K

: 1,4— K

=1,25; 2,5— K

=1,35;

3,6— K

=1,5

Поэтому

P U I

0 204 ,

ВН ВН

. (11.6)

Сравним величину этого показателя удельной мощности

СПЧ с аналогичным показателем реверсивного мостового

выпрямителя, необходимого для питания двигателя постоян-

ного тока, если он должен работать как в двигательном, так

и в генераторном режимах, т.е. примем



 0 93, .

Следовательно,

U I U I

U I

1 35

135 3 0 93

2 12

0 222  





, , ,

C ВН ВН

ВН ВН

. (11.7)

Показатели достаточно близкие. Однако в отличие от пре-

дыдущего случая для оценки степени использования вентилей в

преобразователе для привода постоянного тока отпадает необ-

ходимость накладывать ограничения на параметры двигателя.

139

В реальных условиях, когда

 0 и

 0 , использо-

вание вентилей СПЧ по току и, особенно, по напряжению

снижается. Это не учтено в (11.6), где рассмотрено использо-

вание вентилей в различных преобразователях. С ростом то-

ка двигателя заметно растет угол коммутации вентилей



Для надежной коммутации вентилей инвертора необходимо

увеличивать угол регулирования  . Его минимально допус-

тимое значение, как известно, определяется по соотноше-

нию    

макс макс

Угловая мера времени, необходимого для надежной ком-

мутации вентилей инвертора —



, должна превышать угло-

вую меру времени, необходимого для восстановления вен-

тильных свойств запираемого вентиля — 

зап

Поскольку условия работы приводного вентильного дви-

гателя меняются достаточно неопределенно, приходится ус-

танавливать величину 

макс

с определенным запасом по от-

ношению к величине ожидаемой нагрузки.

Обычно





    1 05 112

, ,

макс

, где 

соответствует ве-

личине нагрузки при

  0

. С увеличением  в режиме с ес-

тественной коммутацией тока инвертора на не полностью

управляемых вентилях (тиристорах), растет опережающий

угол



. Как показано [13,335]





 



   

2 2

Если принять, что во время коммутации ток вентилей

инвертора меняется по линейному закону, то при



близком

к   3 ток вентилей инвертора имеет, как известно [503],

форму трапеции, у которой

 1 62, . Ôорма тока вентилей

выпрямителя не меняется и

остается равным 1,73. Учи-

тывая незначительную разницу в величинах

, целесооб-

разно вентили выпрямителя и инвертора выбирать на один и

140

тот же ток из условия

 1 73, . При

 0 93, вентили,

как и в предыдущем случае, должны быть выбраны на ток

I I I

ВН

 

0 427

0 93

0 46

1 1

, . (11.8)

Рис. 11.2. Диаграммы напряжений выходной цепи выпрямителя и

входной — инвертора соответственно

С увеличением угла коммутации снижается напряжение

на входе инвертора

П

(рис. 11.2). Однако из условий зако-

на сохранения энергии и при пренебрежении падением на-

пряжения на элементах звена постоянного тока оно должно

быть таким же, как и напряжение на выходе выпрямителя

П

U U U

П П C 



 

2 , (11.9)

где

— линейное напряжение питающей сети.

Поэтому коммутационное снижение напряжения должно

быть скомпенсировано увеличением ЭДС вращения двигате-

ля

, т.е. увеличением тока возбуждения СД или увеличени-

ем его скорости вращения. Входное напряжение инвертора

связано с величиной неискаженного напряжения двигателя

— исходной синусоидой

соотношениями: