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

Подождите немного. Документ загружается.

141

 

при

П 0

 

   





 

 

   





 

  





 

  

 



   















































 



   



























 



 







135

2 3

135

2 3

U U d d

, sin sin sin

, cos cos ;

, sin sin sin

 



























  













 

























 

 

 

135 2

3 2 2

, sin sin sin sin ,

(11.10)

где



— текущий угол вылета полюса ротора СМ.

Следовательно, величина

должна превышать величину

Обозначим отношение

U U

0 C

коэффициентом

. То-

гда из выражений (11.9) и (11.10) найдем, что

 

при

 

 

 





 

 

 



 

 













 











3 2 2

cos cos

;

sin sin sin sin

(11.11)

С увеличением тока вентильного двигателя и ростом угла



увеличивается, как отмечалось, при опережающем токе, раз-

магничивающее действие реакции якоря синхронного двигате-

ля, поэтому рост его ЭДС должен опережать рост напряжения и

опережать тем больше, чем больше ток нагрузки, угол



и чем

больше синхронный реактанс двигателя.

142

Из векторной диаграммы (рис. 10.2) следует, что

пре-

вышает

раз.

K Õ K Õ

E П С П С1

2 2

1 2   sin  , (11.12)

где

— коэффициент относительной перегрузки двигателя

по току.

Для определения величины

удобно воспользоваться

выражениями, по которым может быть найдена основная

гармоника кривой коммутационных импульсов 

мосто-

вого выпрямителя [522, 529]. При   3

 



U U

1 0

2 2

2 2   



     sin sin cos

и фазовый сдвиг этой кривой относительно исходной сину-

соиды равен





 

   

  

   

 

 

 



 

sin sin

sin cos

где tg

Поэтому основная гармоника кривой напряжения двигателя

U U

1 0

1 





























 

cos sin 

  













1 2

 

cos  ,

откуда

   













 

cos  . (11.13)

143

Выбор вентилей выпрямителя по напряжению, как и

раньше, должен проводиться из условия (11.4)

U U

ВНВ C

 2 .

Условия же выбора вентилей инвертора меняются. Посколь-

ку величина

увеличивается в

раз, то и номинальное

напряжение вентилей должно быть увеличено.

Максимальное напряжение на вентиле возникает при

резком сбросе нагрузки ВД или срабатывании максимальной

защиты двигателя, когда цепочка из 2 вентилей и более ин-

вертора оказывается под напряжением равным ЭДС двигате-

ля. При обеспечении равномерного распределения напряже-

ния на этих вентилях их необходимо выбрать на напряжение

ВНИ

E K K K

U U E

ВНИ C

 

0 0 1 1

. (11.14)

Для оценки удельной мощности

примем

   

U U U

K K K

U U E

ВН ВНВ ВНИ

   

1 0 5

0 1 1

, . (11.15)

Поскольку

K K

U U



0 1

то с учетом выражений (11.5), (11.8) и (11.15) найдем, что

 

U I K K

K K K

K K

K K K

U U

U U E

U U

U U E

0 1

0 1 1

0 1

0 1 1

3 2

13 0 46 1 0 5

1 0 5

 

 





ВН ВН

cos

, ,

cos

 

Следовательно, в реальных условиях величина

оказывает-

ся меньше величины

раз, где

K K K

K K

U U E

U U

0 1 1

0 1

1 0 5



 ,

cos 

144

Для оценки величины

в приложении П.11.1 проведен ее

расчет. Например, при

X X

К С

 0 2 1, , и перегрузке по току

Ê Ê

 2 1 5

, и

P U I

ном ВН ВН

 0132, . Там же показано, что

K K

U U

0 1

1 и потому

1 0 5



 ,

cos 

Снижение степени использования вентилей оказывается

тем больше, чем больше перегрузка вентильного двигателя.

Рост тока нагрузки двигателя обгоняет увеличение его элек-

тромагнитного момента и, кроме того, требует увеличения

класса вентилей по напряжению. Другим серьезным отрица-

тельным следствием естественной коммутации вентилей за

счет ЭДС вращения двигателя является резкое снижение

равномерности потребления им мощности. В [13,523] пока-

зано, что амплитуда мгновенного значения пульсаций элек-

тромагнитного момента может превосходить номинальный

момент двигателя. Поэтому неизбежны повышенный износ

двигателя и приводимого механизма, низкие виброакустиче-

ские характеристики привода [354,359]. Кроме того, ограни-

ченность опережающего угла



не позволяет увеличивать

момент двигателя за счет увеличения угла



между вектора-

ми

11.1.3.

Статический преобразователь с непосредственной связью

В трехфазных преобразователях частоты с непосредст-

венной связью минимальное число вентилей равно 12 или 18

в нулевых схемах и 36 в мостовой схеме [366, 371]. Степень

использования вентилей во всех схемах одинаковая: с увели-

чением числа вентилей пропорционально увеличивается вы-

ходная мощность НПЧ.

На примере трехфазной нулевой схемы на 18 вентилях

определим удельную мощность одного вентиля НПЧ

источника тока. Ток полуволны каждой фазы двигателя

здесь формируется тремя вентилями, поэтому согласно (11.3)

145

K K

ВН

Т Т

 

0 427

0142, ,

(11.16)

и при   0 3,

С помощью кривой 2 (рис. 11.1) можно установить, что в

этом случае

 0 6, . Поскольку условия выбора вентилей

по напряжению при идеальных условиях аналогичны преды-

дущему случаю, то, решая совместно уравнения (11.4),

(11.16) и (11.5), получим:

U I U I

U I

1 73 1 73 0 6

0 286  

 



, , ,

1 ВН ВН

ВН ВН

18 18 1,41 0,142

, (11.17)

Как следует из выражений (11.6) и (11.17), использование

вентилей в НПЧ при

, равных нулю, примерно в

1,4 раза выше. Другим достоинством НПЧ является то, что

здесь нет ограничений на величину электромагнитного мо-

мента двигателя при его трогании из неподвижного состоя-

ния. В предыдущей же схеме это ограничение весьма жест-

кое. Однако пульсации момента из-за коммутационных про-

цессов в НПЧ при

, не равных нулю, такие же, как

и в зависимом инверторе тока, и являются общим принци-

пиальным недостатком всех СПЧ с естественной коммутаци-

ей, выполненных как источник тока.

Обычно частота тока питающей сети

больше частоты

—двигателя

. При

 0 за время коммутации тока дви-

гателя с одной группы вентилей на другую происходит не-

сколько коммутаций тока сети между вентилями одной груп-

пы. Во время этих коммутаций мгновенное напряжение ме-

жду коммутируемыми фазами равно нулю. Остальное время

коммутации между группами вентилей среднее напряжение

сети близко к нулю. Поэтому время коммутации между груп-

пами вентилей остается примерно таким же, как и в схеме

зависимого инвертора [371]. Определение угла



здесь про-

146

изводится с помощью тех же выражений, что и в схеме мос-

тового выпрямителя.

Связь между ЭДС вращения вентильного двигателя и на-

пряжением питающей сети при максимальном открытии

вентилей по несущей частоте сети такая же, как и в СПЧ по

схеме рис. 5.5, а наибольшее напряжение на вентиле НПЧ

выше. К двум вентилям НПЧ может быть подключено на-

пряжение, равное сумме амплитудных значений напряжений

сети и ЭДС вращения двигателя.

U E K K K

U U E

ВН









0 1 1

Так как

K K

U U



0 1

, то

K K U

I K K K

U U

U U E

ВН





0 1

0 1 1

При



близком к  3 использование вентилей по току

увеличивается примерно на 5% по сравнению со случаем,

когда   0, поэтому

P U I

K K

K K K

K K

K K K

U U

U U E

U U

U U E

0 1

0 1 1

0 1

0 1 1

0286 105









, ,

cos ,

cos

ВН ВН



.(11.19)

Связь между

в НПЧ обозначим символом

K K K

K K

U U E

U U

0 1 1

0 1

2 1

 





, cos

. (11.20)

Поэтому, хотя

в НПЧ выше, чем в ведомом инверто-

ре тока, значение

в обеих схемах оказывается примерно

одинаковым (см. приложение 11.1). Как показано в [371],

мощность сглаживающего дросселя в НПЧ должна быть в 1,7

раза выше, чем в схеме выпрямитель  зависимый инвертор.

147

11.1.4. Статический преобразователь частоты со звеном

постоянного тока и с инвертором напряжения

Рассмотрим теперь СПЧ со звеном постоянного тока и с

искусственной коммутацией вентилей инвертора. Групповой

коммутирующий конденсатор может быть подключен к сред-

ней точке источника питания (рис. 11.3, а) или к средней

точке цепи, образованной групповыми коммутирующими

вентилями и подключенной к полному напряжению звена

постоянного тока (рис. 11.3, б). В обеих схемах при коммута-

ции к вентилям подключается обратное напряжение того

минимального уровня, который необходим для их интенсив-

ного запирания [376, 523]. Благодаря этому величина комму-

тационных пиков перенапряжения на вентиле, противофаз-

ном запираемому, оказывается столь незначительной, что

при входных напряжениях более 250 В не влияет на выбор

класса вентилей по напряжению. Эти коммутационные пики

оказываются существенно ниже коммутационных пиков пе-

ренапряжений, имеющихся в сетях переменного тока [527].

Рис. 11.3. Функциональная схема вентильного двигателя с инвертором

напряжения (а); коммутирующий узел с групповым конденсатором (б)

Выпрямительный мост на входе СПЧ должен быть соб-

ран на управляемых вентилях только при питании вентиль-

ного двигателя, предназначенного для работы и в генератор-

ном режиме. Дроссель и шунтирующий его диод в звене по-

148

стоянного тока показаны на схеме пунктиром, т.к. их нали-

чие не обязательно. Они нужны лишь при особо жестких

требованиях к величине пульсаций тока двигателя при реку-

перации энергии [523]. При отсутствии дросселя эти пульса-

ции не превосходят высокочастотных пульсаций тока,

имеющих место при питании двигателя от НПЧ источника

напряжения с раздельным управлением групп вентилей.

Как показано в [371], исключение из схемы диодов, шун-

тирующих основные вентили, снимает какие-либо ограниче-

ния на величину добротности контура коммутации. Потери

мощности в коммутирующей цепи по сравнению с потерями

в аналогичной цепи в схеме с обратными диодами могут

быть уменьшены более чем на порядок. Благодаря этому

практически снимается ограничение на число коммутаций за

период выходной частоты при использовании широтно-

импульсного метода (ШИМ) для регулирования формы кри-

вой напряжения инвертора и величины этого напряжения.

Поэтому применение ШИМа здесь целесообразно, по край-

ней мере, для улучшения спектрального состава кривой на-

пряжения двигателей, минимизации его потерь и улучшения

виброакустических характеристик привода.

Хороший результат дает алгоритм управления, форми-

рующий потенциальную диаграмму внешних выводов инвер-

тора напряжения согласно рис. 11.4 при  

12 и

 

18 . Он обеспечивает сильное подавление ближайших

5-й, 7-й, 11-й и 13-й гармоник. Коэффициент гармоник кри-

вой напряжения, рассчитанный согласно ГОСТ 13109—67 по

первым 13 гармоникам, составляет всего 6,4% [523, 529]. При

этом основная гармоника снижается менее чем на 4%.

Из векторной диаграммы (рис. 10.2) следует, что при от-

стающем угле 

(см. рис. 11.4)

K K K Õ K Õ

E E

   

1 2

П С П

sin  . (11.21)

При

2 ЭДС вращения двигателя не влияет на вы-

бор вентилей по напряжению. В этом случае все вентили

СПЧ могут быть выбраны на одинаковое напряжение

149

U U

ВН п





U U U

0 96

0 75 , ,



п п

Рис. 11.4. Потенциальные диаграммы инвертора напряжения: 1,2,3

— диаграммы формируемых напряжений в функции

 

1 2

, ;

4 — то

же, основная гармоника тока

Следовательно,

U U U

ВН

 

1 05

0 75

1 4

1 1

, . (11.22)

При

2 вентили инвертора должны быть выбраны

из условия

U U

ВН

 1 4

, .

Средний ток вентилей выпрямителя и основных вентилей

инвертора при любых значениях углов  

1 2

, и 

может

быть найден из выражения

150

I I

d I

BB BO BK

  





 



sin , (11.23)

где

— средний ток индивидуальных коммутирующих

вентилей.

Благодаря взаимокомпенсации фаз ток основных вентилей

инвертора и вентилей выпрямителя почти не зависит от

угла 

. Ток этих вентилей практически определяется только

активной составляющей тока нагрузки [519]. В связи с этим

может оказаться целесообразным при перегрузке для умень-

шения величины

(если

2 ) работать с отстающим

углом 

, что увеличит загрузку только вентилей



—



, но

позволит все вентили выбрать на более низкое напряжение.

Загрузка вентилей



—



по току (

) зависит от вели-

чин  

1 2

, и 

При

при

2 BK

2 1 BK

1 BK

 



   

  



   

 



     



 



 



 

1 2

1 1

1 2

1 1

1 2

1 1

  













   













   





 

  



 





 



d d

d d d

sin sin ;



sin sin ;

sin sin sin



















(11.24)

Выбор оптимального угла 

требует отдельного исследо-

вания. Для сравнения степени использования вентилей дан-

ного СПЧ с предыдущими примем, что в режиме перегрузки

  

12 

. Тогда при

 1 и

 2 с помощью вы-

ражения (11.21) найдем, что

 2 и выбор вентилей по

напряжению может быть проведен из условия (11.22). Ре-

шая уравнения (11.23) и второе уравнение системы (11.24),

найдем: