Аракелян А.К., Афанасьев А.А. Вентильные электрические машины в системах регулируемых электроприводов. Том 1
Подождите немного. Документ загружается.
447
446
)
2
(cos)()
2
(sin)(
и
0
22
и
0
22
1
qqdd
xxxxA
- со-
противление контура коммутации при неявнополюсном роторе СД.
Аналогично после преобразования первого уравнения системы
(9.156) получим ЭДС сетевого трансформатора:
,2)(
2
3
3
sin
этт2т2с00твт т
Rixi
td
d
tEee
m
(9.160)
где
)
2
sin(633
в
0к1тт
2
к
2
1т
2
т
2
т
xIExIEE
mmmmm
- амплитуда
сверхпереходной линейной ЭДС трансформатора с учётом падения
напряжения от токов основной гармонической;
т
в
0кт1
2с
)
2
cos(3
arcsin
m
m
E
xI
- фазовый угол сдвига
между векторами ЭДС коммутации и результирующей
линейной ЭДС.
С точки зрения метода наложения мгновенный сквозной ток в
ЗПТ
)(
п
i
можно представить как разность токов от ЭДС
трансформатора и синхронного двигателя -
пт
iii
. Для перехода
к действительным токам Тр, СД и ЗПТ
) , ,(
пт
iii
преобразованные
токи
пт
, , iii
следует умножить на обратные значения
коэффициентов приведения действительных токов к осям
d
и
q
индуктора СД [22]. Тогда
.3
3
2
,3
3
2
,3
3
2
пптт
iiiiii
Следовательно, уравнения (9.159) и (9.160) преобразуются к
виду
После преобразования второго уравнения системы (9.157)
получим уравнение мгновенного значения ЭДС СД или противо-
ЭДС инвертора:
.2)(
2
3
3
)1(cos)
2
cos()(
3
)1(
sin)
2
sin()()1(3
3
)1(sin)1(6
э2m00
и
00
0
Џ
0
00и
Rixi
td
d
ISt
xxS
txxS
StSEee
qq
dd
(9.158)
В этом уравнении второе слагаемое изменяется по закону
первого, поэтому их можно объединить:
,2)(
2
3
3
)1(sin
э21с00mи
Rixi
td
d
StEe
,(9.159)
где
к1m1m
2
1
2
m1
2
m
2
m
cos633
AIEAIEE
- амплитудноее
значение сверхпереходной линейной противо-ЭДС инвертора с
учётом коммутационного подъёма напряжения от токов основной
гармоники,
где
)
2
(ctgarctg
и
0к
dd
qq
xx
xx
- фазовый угол между
векторами ЭДС холостого хода якорной обмотки СД и
коммутационной;
m
к1m1
с1
sin3
arcsin
E
AI
- фазовый угол между векторами
сверхпереходной ЭДС якорной обмотки и коммутационной;
449
448
,)1(
22
3
)1(sin
р
0
т2
этэ2
1с00
р
Ri
t
i
Sx
t
i
x
RiRi
t
x
i
t
i
x
StE
m
(9.163)
где
3
2)1(2sin))(1(2
00
2
StxxS
t
x
dq
;
р
x
- индуктивное сопротивление дросселя с учётом частоты
пульсаций в ЗПТ при принятой схеме выпрямителя (инвертора),
р0р
Lmx
.
В слагаемых уравнений (9.162) и (9.163) для производных от
собственных токов трансформатора и синхронного двигателя
угловые частоты нужно привести в соответствие с частотой ЭДС
левых частей этих уравнений, учитывая выражения для
2с1,
x
и
угловую скорость
)1(
0
S
. Таким образом, получается
эквивалентная электрическая цепь системы ВД с переменным
индуктивным сопротивлением.
Уравнения (9.162) и (9.163) можно упростить:
а) разность
)(
dq
xx
для мощных двигателей невелика, а для
неявнополюсных двигателей равна нулю;
б) долевое значение слагаемых с коэффициентом
)(
dq
xx
в
формулах (9.162) и (9.163) невелико, так как
)()(
dqdq
xxxx
;
в) влияние разности
)(
dq
xx
на коммутационные процессы
уменьшается с возрастанием индуктивного сопротивления
дросселя.
Поэтому для практических расчётов допустима линеаризация
эквивалентной цепи системы ВД. Учитывая в правой части
выражений (9.162) и (9.163) средние значения слагаемых с
коэффициентом
)(
dq
xx
, получаем упрощенные уравнения
сверхпереходных ЭДС трансформатора и синхронного двигателя:
,22
3
sin
)(2])[(
3
sin
;22
3
)1(sin
)(2])[(
3
)1(sin
ээт
0
т2
0
т
т2
2с00mт
этт2т
0
2с00mтв
ээт
22
т2
т
2
1с00m
эт2т
1с00mи
тт
т
RiRi
t
i
x
t
i
x
tE
Riixii
td
d
tEe
RiRi
t
x
i
t
x
i
t
i
x
t
i
x
StE
Riixii
td
d
StEe
(9.161)
или
ээттр
0
т
рив
RiRi
t
i
x
t
i
xee
.
Отдельные токи (
т
i
или
i
) можно найти из уравнений, по-
лагая, что ЭДС Тр и СД поочередно равны нулю:
,2
2)(
3
sin
т
0
т
рэт
2
т
0
т
2
этт2т
0
2с00mт
р
т
Ri
t
i
xRi
t
x
i
t
i
x
Rixi
td
d
tE
(9.162)
451
450
.
3
;
3
;= ;
д
д
тл
тс10с20
лm
m
m
m
E
E
E
E
Кроме того, при заимствовании уравнений для токов из работы
[343] углы
,arctg
э
эт
2
R
x
э
э
и
arctg
R
x
, а параметрыры
.
)1(
; ;
э0
эт
э
2
эд
2
ээд
2
эт
2
ээт
RS
x
TxRZxRZ
.
Уравнения для вторых синусоидальных пульсаций в формуле
(9.157) с учётом новых значений углов и параметров записаны выше.
9.4.3 Учёт влияния активных сопротивлений
токо-проводящих контуров ротора СД
на сверхпереходную ЭДС
Результируюшее сопротивление токопроводящих контуров
ротора СД по осям
d
и
q
содержит активную и реактивную
составляющие, то есть представляется комплексным
сопротивлением [20].
Рассмотрим эквивалентные ЭДС обмотки якоря СД от падения
напряжений на составляющих результирующих сопротивлениях
токопроводящих контуров как ЭДС соответствующих осей
индуктора. Потокосцепления по осям
d
и
q
индуктора можно
представить в виде
,
)(
)(
;
)(
)(
0
0
ddqqddqqq
ddqqqqq
q
qqddqqdddm
qqdddddm
d
RixiRIxxI
RixixxI
RixiRIxxIE
RixixxIE
(9.166)
,)
2
1
(22sin)(
)1(
33
2
3
sin
тэ
0
т
эттээт0
т
0
т
р
0
т
2с
0
т
к2с00тл
iR
t
i
xiRRRxx
Si
t
i
x
t
i
x
t
i
xtE
dq
m
р
(9.164)
где
тлm
E
- амплитуда линейной ЭДС Тр с учетом действия токов
основной гармонической;
)(2cos)()1(
33
02с dqdq
xxxxSx
;
р0кэт
)1()(2cos)(
2
33
2
xSxxxxxx
dqdq
;
р
RRRxxSR
dq
)(22sin))(1(
33
ээт0э
.
.)
2
1
(22sin)(
)1(
33
2
3
)1(sin)1(
дэ
д
эдддэдэт0
д
д
д
д
д
д
к
1с00лmд
iR
t
i
xiRRRxx
Si
t
i
x
t
i
x
t
i
x
StSE
dq
р
p2
(9.165)
где
длm
E
- амплитуда линейной сверхпереходной ЭДС СД;
р
xxxxxxSx
dqdq
)(2cos)(
33
2)1(
0кэ
.
Левые части уравнений (9.164) и (9.165) соответствуют в
исходных уравнениях (9.154)
в
e
и
и
e
. При расчетах следуетет
принимать
453
452
,
)
2
(cos)
2
(sin)(
)
2
(sin)
2
(cos)(
arctg
и
0
и
0
и
0
и
0
к
qdd
dqq
Rxx
Rxx
а сопротивление контура коммутации соответственно:
.)
2
(sin)
2
(cos)(
)
2
(cos)
2
(sin)(
2
и
0
и
0
2
и
0
и
0
1
dqq
qdd
Rxx
Rxx
A
Уравнение (9.168) после принятия производных с учётом
коэффициентов приведения токов в работе [22] преобразуется к
виду
.2
)
3
(sin
эдд
д2
д
Љ
д2
д2
д
д21с0дли
Ri
t
x
i
t
i
x
t
d
dx
i
td
di
xtEe
m
Произведя преобразования, аналогичные выводам формул
(9.162)-(9.165), с учётом индуктивного сопротивления СД
д2
x
полу-
чим эквивалентные сопротивления токам от ЭДС трансформатора
и инвертора
).
2
1
(22cos)(
33
2sin)()S-(1
33
;2sin)(
2
33
)(
2cos)(
2
33
2)1(
дрэдэт0
0эд
0др
0кэд
RRRRR
xxR
RRxxx
xxxSx
qd
dq
qddq
dq
(9.169)
где
qqqddffd
rRrrR
кккк
);(=
- активные составляющие
комплексных сопротивлений СД;
qdf
rrr
кк
, ,
- активные сопротивления обмоток возбуждения и
демпферной, приведенные к обмотке якоря СД;
qdf кк
, ,
- коэффициенты, учитывающие эффект вытесне-
ния тока в короткозамкнутых контурах демпферной обмотки
[20].
После преобразований выражение (9.165) с учётом
коэффициентов приведения токов и значений отдельных
сопротивлений получим мгновенное значение противо-ЭДС
инвертора
.2)
3
22(sin)(
2
3
)(
2
3
)
3
(cos)
2
(sin
)
2
cos()()
3
(sin)
2
(cos
)
2
(sin)(3)
3
(sin3
этдд0дд2
0
и
0
и
00
и
0
и
010и
RitRR
td
d
ix
td
d
tR
xxtR
xxItEe
qd
d
qqq
ddmm
(9.167)
Уравнение (9.167) составлено для сквозных токов без учета
токов коммутации, т. е. это уравнение первого синусоидального
импульса (см. второе уравнение системы (9.167)).
Первые два слагаемых правой части в уравнении (9.167)
аналогично уравнению (9.159) можно объединить, тогда
,2)
3
22(sin)(
2
3
)(
2
3
)
3
(sin
э0д
дд2с1дли
RitRRi
td
d
ix
td
d
tEe
qd
m
(9.168)
где при определении
длm
E
, в отличие от формулы (9.159), фазу токаа
коммутации
к
следует принимать по формуле
455
454
Расчет электромеханической характеристики ВД с
техническими данными, приведенными в приложении 9.1, при
усредненном значении сопротивления (9.171) производится по
формуле (9.154) с подстановкой выражения (9.170) (рис.9.30,
сплошные линии). На рис.9.30 приведены расчетные характеристики
зависимостей углов управления и коммутации от входного тока
инвертора.
Приложение 9.1
Технические данные СД серии ДС-102-8-11:
Вт,75
H
P
В,380
H
U
А,141
фн
I
9,0cos
’
,
об/мин,750
0
n
В,24
н
f
U
А,5,97
H
f
I
,485,1
ad
x
,761,0
aq
x
,108,0
x
,146,0
f
x
,144,0
kd
x
,108,0
kq
x
,593,1
d
x
,859,0
q
x
,177,0
d
x
,203,0
q
x
,0379,0
r
,00408,0
f
r
,0292,0
kd
r
,0093,0
kq
r
,0304,0
rf
k ,142,0
И
f
k
,214,0
if
k
,88,0
d
k
,45,0
q
k
,06,1
f
k
,88,0
ad
k
,424,0
aq
k
,302,0
id
k
.155,0
qi
k
Технические данные сетевого трансформатора серии ТМ - 100/6:
H
S
=100 кВА,
H
U
6,3/0,4 кВ,
xx
I
6,5%,
5,5
k
U
%,
xx
P
0,6 кВт,,
4,2
3
k
P
кВт,
r
0,103,
x
1,35,
k
x
0,207.
Технические данные полупроводникового преобразователя
серии ПТТР с СИФУ, в которой реализуется вертикальный принцип
управления фазой открывания вентилей выпрямителя и инвертора:
п
U
440 В,
п
I
200 A.A.
Следовательно, расчёты сквозных токов от ЭДС
трансформатора и СД следует произвести по формулам (9.164) и
(9.165) с учётом эквивалентных сопротивлений по формуле (9.169).
Среднее значение противо-ЭДС инвертора можно найти с
учётом преобразований при вводе угловых величин [17]:
,
3363
2
63
)(cos
63
2спи2спс1
с1иc10
™
и
xIxIxI
xI
E
E
(9.170)
где
.)(
2
3
)
3
2(sin)(
;
2
cos)()
2
2(cos)(
02с
ии
0с1
qdqd
qdqd
RRRRx
RRRRx
Среднее значение эквивалентного индуктивного сопротивления
ВД в выражении (9.170) с учетом формулы (9.159) можно
представить в виде
.)(
2
3
)
3
2(sin)(
3
2
cos)()
2
2(cos)(96,0
3
)
6
2sin()(
2
3
)
2
2(sin)()(
2
sin)()(96,0
3
0
н
Џ
0
н
н
дc
qdqd
qdqd
odq
qd
odqqd
qdqd
RRRR
RRRR
xx
xx
xxxx
xxxxX
(9.171)
457
456
нейтрали представляет частный случай вентильного коллектора
первого типа, у которого угол
.0
1
Оба типа вентильногоо
коллектора имеют свои достоинства и недостатки.
Путем применения
компенсационной обмотки,
выполненной аналогично
обмоткам машин постоян-
ного тока, включенной
последовательно во
входную цепь инвертора
(рис.10.2,б) можно
получить третий тип
коллектора, у которого
сохранены положительные
и устранены многие отрица-
тельные свойства первых
двух типов коллекторов.
Компенсационная обмотка
(КО), магнитная ось
которой совпадает с
поперечной осью синхрон-
ного двигателя, распо-
ложена в специальных
пазах на поверхности
полюсных наконечников и
служит для компенсации
поперечной реакции якоря
(рис.10.2,а). Компенсационную обмотку можно выполнять и
сосредоточенной, занимая по одному большому пазу на поверхности
расщепленных полюсов.
При естественной коммутации вентилей инвертора ток якоря
синхронного двигателя должен быть опережающим.
Для компенсации размагничивающего действия продольной
реакции якоря и обеспечения тем самым устойчивости работы
двигателя служит последовательная (сериесная) обмотка возбуждения
по продольной оси (ОВС), которая, как и компенсационная обмотка,
включена в цепь постоянного тока инвертора.
Рис. 10.1. Векторная диаграмма
вентильного двигателя с
компенсационной обмоткой
Г л а в а д е с я т а я
ВЕНТИЛЬНЫЙ ДВИГАТЕЛЬ
С ПРОДОЛЬНО-ПОПЕРЕЧНЫМ ВОЗБУЖДЕНИЕМ
В УСТАНОВИВШЕМСЯ РЕЖИМЕ
10.1. Рабочие характеристики вентильного двигателя
с продольно-поперечной компенсационной обмоткой,
выполненного на основе инвертора тока
Одной из разновидностей вентильных двигателей постоянного
тока является вентильно-машинный комплекс, выполненный на
основе синхронной машины и инвертора тока с естественной
коммутацией. Питание синхронного двигателя от преобразователя
частоты, вентили которого отпираются с частотой вращения и в
функции положения ротора, обеспечивает получение
электромеханических характеристик, аналогичных
характеристикам двигателя постоянного тока. В этом случае
преобразователь частоты можно рассматривать как вентильный
аналог обычного механического коллектора, сообщающий машине
новые свойства и возможности управления.
В зависимости от характера тактовой синхронизации инверто-
ра - по ЭДС холостого хода двигателя (тактовый датчик - датчик
положения ротора (ДПР)) или по напряжению якоря (тактовый
датчик - возбужденная обмотка якоря) получаются вентильные
коллекторы соответственно первого и второго типов.
В вентильном коллекторе первого типа естественным
параметром управления является фазовый угол
1
между ЭДС
холостого хода и первой гармоникой тока якоря (рис.10.1). В
вентильном коллекторе второго типа таким параметром будет
фазовый угол между первыми гармониками напряжения и тока
якоря
1
. Механический коллектор со щетками на геометрической
1
Строго говоря, углы
1
и
1
можно считать постоянными только при
мгновенной коммутации. В вентильном двигателе, специально рассчитанном
для естественной коммутации, ее интервалы в рабочем диапазоне могут быть
весьма малыми (не более 10°), и коммутационной вариацией углов
1
и
1
можно
пренебречь.
459
458
Согласно [96],
,
2
1 aqw
fqfq
ifq
kmwk
kw
k
(10.4)
где w, m - соответственно число витков фазы и число фаз обмотки
якоря;
fq
w
- число витков компенсационной обмотки (на всехх
полюсах);
aq
k
,
fq
k
- коэффициенты формы поля соответственно
поперечной реакции якоря и компенсационной обмотки.
Аналогичную структуру имеют формулы для коэффициентов
нifd
k
и
cifd
k
. При известных потокосцеплениях якоря
электромагнитный момент двигателя
.cossin
sincos
2
3
2
3
11
2
1
1111
0000
mdq
mfqaqmfdad
dqqd
ILL
IILIILp
IIpM
(10.5)
Равновесие напряжений обмотки якоря по осям d и q
;sin
001 dqm
rIu
(10.6)
,cos
001 qdm
rIu
(10.7)
где
- угловая частота основной гармоники тока (напряжения)
якоря (электрическая частота вращения ротора).
Электромагнитный момент может быть также определен по
формуле
.
cos
2
3
2
1111
mmm
rIIu
pM
(10.8)
Из выражений (10.5), (10.8) находим
.
2sin
2
1
sincos
cos
11
1
11
11
mqd
m
fqaqfdad
m
ILL
rI
ILIL
I
(10.9)
Последовательные продольно-поперечные обмотки
возбуждения, служащие для компенсации реакции якоря, можно
назвать, в общепринятом смысле, компенсационной обмоткой.
При анализе работы двигателя принимаем следующие
допущения: высшие гармоники н. с. статора и ротора отсутствуют;
распределение индукции в воздушном зазоре синусоидально;
магнитная цепь машины ненасыщена; входной ток инвертора не
имеет пульсаций.
Потокосцепления обмотки якоря по осям d и q
.
;
00
00
qqfqaqq
ddfdadd
ILIL
ILIL
(10.1)
где
;
;
1
c
1нн
ifq
mfq
ifd
mifdfdfd
k
II
k
IkII
(10.2)
,cos
;sin
110
110
mq
md
II
II
(10.3)
1m
I
- амплитуда основной гармоники тока якоря;
- угол между векторами основной гармоники напряжения и
ЭДС холостого хода якоря;
п1
II
m
- коэффициент связи между токами на входе и
выходе инвертора, который сравнительно слабо зависит от угла
коммутации
; с достаточной точностью можно принять [20]
;1,10
нifd
k
,
cifd
k
,
ifq
k
- коэффициенты приведения к обмотке якоряоря
токов независимой и сериесной обмоток: возбуждения по
продольной оси и компенсационной обмотки по поперечной оси.
461
460
;sincos
1111 mq
IrLb
(10.17)
.
11 m
ifq
aq
I
k
Lc
(10.18)
Уравнение (10.15) при
11
bc
(10.19)
в области
0
имеет только один корень
0
.
Условие (10.19) позволяет определить число витков
компенсационной обмотки
fq
w
, при котором будет обеспечиваться
нулевое значение угла
. С учетом (10.4) из (10.17) - (10.19) получим
aqaq
q
fq
aqw
fq
L
r
L
L
k
kmwk
w
1
11
sin
cos2
. (10.20)
Из формулы (10.20) следует, что при
const
1
и
q
Lr
1
tg
с помощью компенсационной обмотки можно
обеспечить независимо от величины тока якоря. В этом случае
const
11
, и так как векторы первых гармоник напряжения и
ЭДС холостого хода обмотки якоря совпадают по фазе, то оба
способа синхронизации инвертора (по напряжению и ЭДС холостого
хода) с точки зрения формирования рабочих характеристик
вентильного двигателя равнозначны. Выбор в качестве источника
напряжения синхронизации обмотки якоря или ДПР диктуется
условиями пуска, качеством напряжения синхронизации, схемными
и конструктивными особенностями электропривода.
Таким образом, благодаря полной компенсации двигателя по
поперечной оси рассматриваемый вентильный коллектор обладает
свойствами как общими для первых двух типов вентильных
коллекторов, так и новыми, связанными с отсутствием изменения
угла
. В табл. 10.1 приведены некоторые особенности вентильных
коллекторов первого и второго типов.
Следует отметить, что большинство перечисленных недостатков
связаны с изменением угла
как параметра нагрузки, и,
следовательно, в рассматриваемом коллекторе будут отсутствовать.
Большинство положительных свойств обусловлено постоянством углов
1
и
1
, которое получается и в рассматтриваемом случае.
Решая (10.7) относительно тока якоря, получаем
.
cossin
cos
11
c
нн1
1
rL
k
L
IkLu
I
d
ifd
ad
fdifdadm
m
(10.10)
При неизвестной частоте вращения ротора желательно иметь
для тока якоря выражение, в котором эта частота отсутствовала
бы. Такое выражение получим из совместного решения (10.6) и
(10.7):
0
1
2
1
сbIaI
mm
, (10.11)
где
,cossin
cossin
11
c
1
2
1
2
ifq
aq
ifd
ad
qd
k
L
k
L
LLra
(10.12)
;sin
1нн
fdifdad
IkrL
(10.13)
.sin
нн1
fdifdadm
IkLuc
(10.14)
Таким образом, порядок расчета характеристик вентильного
двигателя при синхронизации инвертора как по напряжению
const
1
, так и по ЭДС холостого хода якоря
const
1
сводитсяся
к следующему. Задаваясь углами
при
const
1
m
u
и
const
н
fd
I
,
находим по (10.11) зависимость
fI
m1
. Далее по (10.5) и (10.9)
определяем момент и частоту вращения двигателя.
Рассмотрим, при каких условиях можно обеспечить полную
компенсацию двигателя по поперечной оси, т. е. получить угол
0
2
(рис.10.1).
Из выражения (10.6) получим для угла
уравнение
0sin2sin
2
1
2
111
22
1
2
1
bccaba
(10.15)
где
;cossin
11111 mqm
IrLua
(10.16)
2
При
0
, вообще говоря, получается перекомпенсация, обусловленная
падением напряжения
11
sin
m
rI
.
463
462
Параметры опытного двигателя, выполненного на основе
синхронной машины обращенного исполнения, таковы:
;кВт 8,2
н
P
;В 150
ф.н.
u
;А5,8
н
I
;об/мин 1500
n
.9,0cos
Соединение
обмотки якоря - звезда; L
d
=l,86; L
q
=0,754; L
ad
= 1,64; L
aq
=0,534;
r=0,016; w=148; k
w1
=0,967; w
fdн
=2528; k
ifdн
=11,5; w
fdc
=220; k
ifdc
=1,0;
w
fq
=196; (k
ifq
= k
ifq0
=l,41).
Компенсационная обмотка имеет дополнительное ответвление:
fq
w
=108; (k
ifq
=0,773).
Параметры обмотки якоря и коэффициенты приведения
обмоток возбуждения и компенсационной определены опытным
путем.
Рис. 10.3. Характеристики вентильного двигателя в режиме
;1
1
m
u
;9,0cos
1
- - - - - компенсационная обмотка отсутствует (
0
ifq
k
);
––––– - компенсационная обмотка включена (
0
ifq
k
);
o - опытные точки при
55,0
ifq
k
;
0,1
ifdc
k
;
- опытные точки при
;0,1
ifq
k 0,1
ifdc
k
.
Скоростные характеристики 1 и 2 соответствуют
компенсированному двигателю (
0,1
ifq
k
)
На рис. 10.3 по (10.9), (10.11) для параметров опытного двигателя
(см. ниже) построены скоростные характеристики и зависимость
1m
If
при
1
1
m
u
;
9,0cos
1
. Экспериментально эти харак-
теристики снимались при синхронизации инвертора по напряжению
якоря. Компенсация коммутационной вариации угла
const)(
11
производилась воздействием на систему управления вентилями
инвертора. Скоростные характеристики некомпенсированного
двигателя (
0
ifq
k
) при отсутствии сериесной обмотки возбуждения
по продольной оси или сравнительно малом числе витков в ней (
fdc
w
)
из-за размагничивающего действия реакции якоря имеют
неустойчивый вид (пунктирные кривые). Для этого режима
заданному значению тока якоря соответствуют относительно
большие углы
, причем последние уменьшаются с ростом
fdc
w
. При полной компенсации поперечного потока якоря
кривые
1m
If
совпадают с осью абсцисс (
0
). В этом
режиме
;41,1
0
ifqifq
kk
0,1
~
0
ifqifqifq
kkk
; жесткость
скоростных характеристик зависит от числа витков сериесной
обмотки возбуждения по продольной оси (кривые 1 и 2).
Способ синхронизации инвертора
по напряжению якоря ( const
1
)
по ЭДС холостого хода якоря
( const
1
)
Достоинства
1 . Независимость выходного
напряжения инвертора от
нагрузки двигателя
2. Высокое значение
1
cos на
холостом ходу и при нагрузке
двигателя
3. Высокий КПД
1 . Меньшее
размагничивающее действие,
чем при const
1
, реакции
якоря и, следовательно, более
высокая динамическая
устойчивость двигателя
2. Возможность реализации
сравнительно простым
способом при помощи ДПР
частотного пуска двигателя
Недостатки
1. Положительная жесткость
скоростных характеристик и, как
следствие, необходи
мость мер по
обеспечению устойчивости
двигателя
2. Трудность реализации
частотного пуска двигателя
1. Непостоянство выходного
напряжения инвертора при
изменении нагрузки двигателя
2. Пониженное значение
1
cos при недогрузке
двигателя и поэтому
сравнительно низкий
среднециклический КПД
Таблица 10.1
465
464
,
ddfqd
ILE
(10.24)
,
qqfdq
ILE
(10.25)
где
,
fdadfq
ILE
(10.26)
.
fqaqfd
ILE
(10.27)
Учитывая выражение для электромагнитного момента
двигателя для действующих значений токов и потокосцеплений
dqqd
IImpM
(10.28)
и обозначения
dfq
cE
0
,
,
0qfd
cE
(10.29)
где
;2
1w
wkc
Рис. 10.4. Векторные диаграммы вентильного двигателя, поперечная
обмотка возбуждения которого сдвигает результирующее магнитное
поле возбуждения против вращения ротора (а) и в направлении
вращения ротора (б)
10.2. Вентильный двигатель с продольно-поперечным
возбуждением, выполненный на основе инвертора
напряжения
Инвертор напряжения по определению исключает применение
последовательных обмоток возбуждения (иначе он стал бы
инвертором тока), поэтому продольная и поперечная обмотки
возбуждения должны питаться от собственных регулируемых
источников напряжения (возбудителей).
Автоматическое регулирование токов возбуждения может
обеспечить в принципе такие же статические рабочие
характеристики (если они статически устойчивы), как и у
вентильных двигателей с компенсационными обмотками.
Запишем основные уравнения вентильного двигателя, считая
заданными токи возбуждения
fqfd
II ;
соответственно продольной
и поперечной обмоток. Им соответствуют ЭДС холостого хода
обмотки якоря
fq
E
и
fd
E
, векторы которых совпадают с осями q и
d. При классическом одноосном возбуждении синхронной машины
току возбуждения синхронной машины
ffd
II
будет
соответствовать ЭДС холостого хода
0
EE
fq
.
На рис.10.4 показаны векторные диаграммы вентильного
двигателя с поперечным полем возбуждения, направленным против
(рис.10.4,а) и согласно (рис.10.4,б) поля поперечной реакции якоря.
Из диаграммы рис.10.4,а имеем
;sin rIxIEU
dqqfdu
.cos rIxIEU
qddfqu
(10.21)
Решая уравнения (10.21) совместно относительно оков I
d
и I
q
,
получим
qd
fduqfqu
d
xxr
rEUxEU
I
2
sincos
, (10.22)
qd
fqudfdu
q
xxr
rEUxEU
I
2
coscos
. (10.23)
В соответствии с (10.1) потокосцепления обмотки якоря
по осям d и q равны