Аракелян А.К., Афанасьев А.А. Вентильные электрические машины в системах регулируемых электроприводов. Том 2

Подождите немного. Документ загружается.

А. K. Аракелян, А. А. Афанасьев

_________________________________

ВЕНТИЛЬНЫЕ

ЭЛЕКТРИЧЕСКИЕ

МАШИНЫ

В СИСТЕМАХ

РЕГУЛИРУЕМЫХ

ЭЛЕКТРОПРИВОДОВ

В двух томах

Допущено Учебно-методическим объединением

по образованию в области энергетики и электротехники

в качестве учебного пособия для студентов высших

учебных заведений, обучающихся по направлению подготовки

654500 -"Электротехника, электромеханика и электротехнологии"

Том второй

Москва

Издательство «Высшая школа»

2006

УДК 621.313.315

ББК 31.261

А79

Р е ц е н з е н т ы:

профессор кафедры автоматизированного электропривода

Московского энергетического института (технического университета),

д-р техн. наук Н.Ф. Ильинский;

профессор кафедры электромеханики Московского энергетического института

(технического университета), заслуженный деятель науки РФ,

д-р техн. наук А. В. Иванов-Смоленский;

научный руководитель ОАО «ВНИИЭ»,

д-р техн. наук, профессор Ю. Г. Шакарян

Аракелян А. К.

А79 Вентильные электрические машины в системах регулируемых

электроприводов: Учеб. пособие для вузов: В 2 т. Т.2 / А.К.Аракелян,

А.А.Афанасьев. — М.: Высш. шк., 2006. — 518 с.: ил.

ISBN 5-7677-1087-2

Сформулированы основные физические предпосылки к созданию вентильных

электрических машин и использованию автоматизированного электропривода на

их основе. Рассмотрены установившиеся и переходные режимы вентильно-машинных

систем, методы расчета магнитных полей, параметров и энергетических

характеристик электромеханических преобразователей, вопросы расчета и

моделирования электронных ключей вентильных и информационных цепей, анализа

и синтеза систем автоматического регулирования электроприводов с вентильными

двигателями.

Учебное пособие рассчитано на студентов, обучающихся по программе

подготовки специалистов направления – «Электротехника, электромеханика,

электротехнологии».

Может быть полезным для инженерно-технических и научных работников в

области электрических машин и электроприводов.

УДК 621.313.315

ББК 31.261

ISBN 5-7677-1087-2 ФГУП «Издательство «Высшая школа», 2006

Оригинал-макет настояшего издания является собственностью издательства

«Высшая школа», и его репродуцирование (воспроизведение) любым способом без

согласия издательства запрещается.

Ч А С Т Ь Т Р Е Т Ь Я

СИЛОВЫЕ СИСТЕМЫ ЭЛЕКТРОПРИВОДА

С ВЕНТИЛЬНЫМИ ДВИГАТЕЛЯМИ

Г л а в а д в е н а д ц а т а я

СТАТИЧЕСКИЕ ПРЕОБРАЗОВАТЕЛИ ЧАСТОТЫ

В СХЕМАХ ВЕНТИЛЬНОГО ДВИГАТЕЛЯ

12.1. Общие замечания

Разработка и применение частотно-регулируемых

электроприводов с асинхронными и синхронными двигателями,

сдерживаемые до недавнего времени из-за неудовлетворительных

предельных характеристик вентилей статического преобразователя

частоты (СПЧ), ограниченной номенклатурой и объемом

производства последних, в настоящее время охватывают все

больше сфер в мировой практике. Технологические 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 то-

ков при малых потерях, незначительных мощностях управления и

временах переключения. Поэтому происходит перераспределение

области применения приборов силовой электроники.

Однако традиционные тиристоры (SCR) в настоящее время 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 тиристоры (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 низковольтных сетей.

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 преобра-

зователей частоты на базе управляемых (частично или полностью)

полупроводниковых вентилей [100, 116, 207].

Однако суммарная установленная мощность вентилей в

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

питания аналогичного по функциональным возможностям привода с

двигателями постоянного тока. Эта проблема низкого использования

вентилей в еще большей степени усугубляется при применении

регулируемых и быстроходных электроприводов 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 включение

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 естественному

сочетанию его свойств со свойствами наиболее гибкого (в смысле

управляемости) типа СПЧ – СПЧ со звеном постоянного тока и с

естественной или искусственной коммутацией вентилей

выпрямителя и инвертора [93, 116].

Известно, что вентили СПЧ выбираются в зависимости от

максимального тока и напряжения нагрузки. Условия выбора

вентилей для питания АД и СД по напряжению могут быть

аналогичны, а по току существенно различны. При одной и той же

исходной величине электромагнитного момента, скорости и

напряжения и при одинаковой кратности момента перегрузки ток

СД при перегрузке может быть уменьшен по сравнению с током

перегрузки АД в раз. Поскольку величина в этом режиме мала,

то токи перегрузки СД и АД могут различаться в 1,5-2 раза.

Относительно высокое значение СД, включенного по систе-

ме ВД, позволяет резко упростить силовую схему выходной 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 двухступенчатой индивидуальной

коммутацией и групповым конденсатором – с 20 до 14. Суммарная

же мощность всех вентилей уменьшается в еще большей степени.

В схемах СПЧ, обеспечивающих локализацию энергии магнитных

полей отдельных фаз СД с помощью внутренних цепей инвертора,

создается одновременно условие для упрощения 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

выпрямителя. 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 замене АД на СД

или ВД суммарная мощность вентилей СПЧ со звеном постоянного

тока, искусственной коммутацией вентилей 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 постоянного

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. Рассмотрим три

наиболее характерных типа преобразователей частоты: СПЧ со

звеном постоянного тока с естественной коммутацией вентилей

инвертора за счет напряжения питающей 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 коммутацией

вентилей и взаимокомпенсацией энергии магнитных полей

трехфазного СД. Первые два преобразователя выполняются как

источники тока, а третий – как источник напряжения.

12.2. Статический преобразователь частоты со звеном

постоянного тока и с инвертором тока

Допустимая загрузка вентилей СПЧ (рис.12.1) по току лими-

тируется тепловыми потерями, которые главным образом зависят

от средней величины тока вентиля; в меньшей степени – от

коэффициента формы этого тока и в еще меньшей – от частоты и

условий коммутации. Такая классификация отдельных состав-

ляющих потерь весьма условна, но для рассматриваемого 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 вентиля, то уточнение всегда

может быть выполнено с учетом опущенных величин.

Для выбора вентилей СПЧ по току при их работе в условиях,

отличных от условий работы в классификационной схеме,

необходимо знать падение на них напряжения



от прямого токаа

и динамическое сопротивление

. Эти параметры меняются в

широких пределах, поэтому воспользуемся другим обобщенным

параметром - отношением постоянного тока

, эквивалентного

по нагреву номинальному току вентиля

ВН

, к номинальному току..

Как показывает анализ данных различных типов полупроводниковых

вентилей, отношение

BBHП

KII



обычно лежит в пределах

1,2<

<1,5 [94, 116]. У большинства вентилей зарубежногоо

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

увеличивается на 5-10%.

Обозначим степень использования вентилей по току

коэффициентом

BHBT

IIK



, где

- средний ток вентиля в

данной конкретной схеме. Величина

определяется из условий

перегрузки двигателя. Для определения величины

решим

совместно уравнения:

















;

ФBB

ВН

BBHBB

ВBBП

ВН

ФНBHBH

RIKIUP

RIKIKURIIUP

RIKIUP

(12.1)

где

ФН

- коэффициенты формы тока в классификационной и

в исследуемой схемах,

57,1

ФН



;

P



- соответствен-

но потери в вентиле в классификационной схеме, потери при

постоянном токе и потери в исследуемой схеме.

Принимая

PPP











ПH

, можно установить, что коэффици-

ент

связан с коэффициентами

уравнением

 

406,046,2

46,2





















. (12.2)

Решив (12.2) при известных значениях величин

можно найти ток

ВН

I 

Статический преобразователь частоты с инвертором тока

отличается простотой и, на первый взгляд, кажется наиболее

целесообразным.

Рассмотрим прежде "идеальный" случай, когда коммута-

ционный реактанс

, синхронный реактанс

, активное

сопротивление обмотки статора r и время восстановления

вентильных свойств

равны нулю. Примем, что СПЧ питается

от сети бесконечно большой мощности и входная индуктивность

инвертора тока достаточно велика для того, чтобы можно было

пренебречь величиной сетевых и инверторных пульсаций входного

тока инвертора

. Тогда средний ток вентилей выпрямителя и

инвертора связан с током

и первой гармоникой тока двигателя

выражениями

.427,0 ;78,0

;

1BПП1

IiIII

i 





(12.3)

Номинальное напряжение вентиля должно быть не меньше

максимального значения возможного на нем напряжения. При

рассматриваемых условиях действующее напряжение двигателя

равно первой гармонике кривой этого напряжения

. При

пренебрежении величиной

U

найдем, что

1BH

22 UUU 

. (12.4)

Следовательно, максимальная полезная мощность,

приходящаяся на один вентиль данного простейшего СПЧ при

идеальных условиях





0cos P





BHBHT

101

22,0

IUK

PP 

, (12.5)

где

- мощность двигателя;



- фазовый сдвиг между током и напряжением двигателя;

- число вентилей силовой схемы СПЧ.

На рис.12.1 приведены расчетные кривые





ФT

при

=1,25; 1,35 и 1,5. В качестве расчетной величины

здесь и в

последующих примерах принято среднее значение этого

коэффициента:

35,1



. По кривой 2 (рис.12.1) при

73,1



определяется

93,0

K

, поэтому

ВНВН10

204,0 IUP



. (12.6)

Сравним величину этого показателя удельной мощности СПЧ

с аналогичным показателем реверсивного мостового выпрямителя,

необходимого для питания двигателя постоянного тока, если он

должен работать как в двигательном, так и в генераторном

режимах, т.е. примем



93,0

K

Следовательно,

ВНВН

222,0

122

93,0335,1

35,1

IUIU

P 





. (12.7)

Показатели достаточно близкие. Однако в отличие от

предыдущего случая для оценки степени использования вентилей

в преобразователе для привода постоянного тока отпадает

необходимость накладывать ограничения на параметры двигателя.

В реальных условиях, когда

X



, использование

вентилей СПЧ по току и особенно по напряжению снижается. Это

не учтено в (12.6), где рассмотрено использование вентилей в

различных преобразователях. С ростом тока двигателя заметно

растет угол коммутации вентилей



. Для надежной коммутации

вентилей инвертора необходимо увеличивать угол регулирования

 . Его минимально допустимое значение, как известно,

определяется по соотношению

maxmax











Угловая мера времени, необходимого для надежной

коммутации вентилей инвертора -



, должна превышать угловую

меру времени, необходимого для восстановления вентильных

свойств запираемого вентиля -

зап



Поскольку условия работы приводного вентильного двигателя

меняются достаточно неопределенно, приходится устанавливать

величину

max



с определенным запасом по отношению к величине

ожидаемой нагрузки.

Обычно





макс0

12,105,1













, где



соответствуетет

величине нагрузки при





. С увеличением



в режиме с

естественной коммутацией тока инвертора на не полностью

управляемых вентилях (тиристорах) растет опережающий угол



Как показано [17, 9]





 



   

2 2

Если принять во внимание, что во время коммутации ток

вентилей инвертора меняется по линейному закону, то при



близкомм

к   3 , ток вентилей инвертора имеет, как известно [9], форму

трапеции, у которой

62,1



. Форма тока вентилей выпрямителя

не меняется и

остается равным 1,73. Учитывая

Рис. 12.1. Расчетные кривые зависимости коэффициентов форм тока и

напряжения в функции

: 1,4-



1,25; 2,5-



1,35; 3,6-



1,5

незначительную разницу в величинах

, целесообразно вентили

выпрямителя и инвертора выбирать на один и тот же ток из условия

73,1



. При

93,0



вентили, как и в предыдущем случае,

должны быть выбраны на ток

11ВН

46,0

93,0

427,0

III 

. (12.8)

С увеличением угла коммутации снижается напряжение на

входе инвертора

П

(рис.12.2). Однако из условий закона

сохранения энергии и при пренебрежении падением напряжения на

элементах звена постоянного тока оно должно быть таким же, как

и напряжение на выходе выпрямителя

П

CПП

UUU







, (12.9)

где

- линейное напряжение питающей сети.

Таким образом, коммутационное снижение напряжения должно

быть скомпенсировано увеличением ЭДС вращения двигателя

т.е. увеличением тока возбуждения СД или увеличением его

скорости вращения. Входное напряжение инвертора связано с

величиной неискаженного напряжения двигателя - исходной

синусоидой

соотношениями:

 

























































































































































 

















,sinsin

sin

sin235,1

sinsin

sin35,1

3 при

;coscos35,1

sinsin

sin35,1

3 при

0п

ddUU

(12.10)

где



- текущий угол вылета полюса ротора СМ.

Рис. 12.2. Диаграммы напряжений выходной цепи выпрямителя

и входной цепи инвертора

Следовательно, величина

должна превышать величину

Обозначим отношение

коэффициентом

. Тогда из

выражений (12.9) и (12.10) найдем, что

 







































sinsin

sin

sin2

3 при

;

coscos

3 при

(12.11)

С увеличением тока вентильного двигателя и ростом угла



увеличивается, как отмечалось, при опережающем токе,

размагничивающее действие реакции якоря синхронного двигателя,

поэтому рост его ЭДС должен опережать рост напряжения и

опережать тем больше, чем больше ток нагрузки, угол



и чем

больше синхронный реактанс двигателя.

Из векторной диаграммы (см. рис.12.1) следует, что Е

превышает

раз.

ПСП

sin21 ХKХK

K 

, (12.12)

где

- коэффициент относительной перегрузки двигателя по току..

Для определения величины

удобно воспользоваться

выражениями, по которым может быть найдена основная гармоника

кривой коммутационных импульсов



мостового выпрямителя

[81]. При







 





 2cossin2sin

и фазовый сдвиг этой кривой относительно исходной синусоиды





 















2cossin

2sinsin

tg где ,

Поэтому основная гармоника кривой напряжения двигателя

,cos21

sincos1



























































откуда

cos





















. (12.13)

Выбор вентилей выпрямителя по напряжению, как и раньше,

должен проводиться из условия (12.4)

CВНВ

2UU  . Условия жее

выбора вентилей инвертора меняются. Поскольку 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 инвертора

оказывается под напряжением, равным ЭДС двигателя. При

обеспечении равномерного распределения напряжения на этих

вентилях их необходимо выбрать на напряжение

ВНИ

1100

ВНИ

KKKE

EUU



. (12.14)

Для оценки удельной мощности

примем

   

110

ВНИВНВВН

5,01

EUU

KKK

UUU 

. (12.15)

Поскольку

U 

то с учетом выражений (12.5), (12.8) и (12.15) найдем, что

 

5,01

cos2

5,0146,013

cos23

110

10ВНВН

EUU

KKK

KKIUP













Следовательно, в реальных условиях величина

оказывается

меньше величины

раз, гдеде







cos2

5,01

110

EUU

KKK

Для оценки величины

в приложении П.12.1 проведен ее

расчет. Например, при

1 ,2,0



и перегрузке по токуу

5,12



ВНВНном

132,0 IUP



. Там же показано, что



и потому







cos2

5,01

Снижение степени использования вентилей оказывается тем

больше, чем больше перегрузка вентильного двигателя. Рост тока

нагрузки двигателя обгоняет увеличение его электромагнитного

момента и, кроме того, требует увеличения класса вентилей по

напряжению. Другим серьезным отрицательным следствием

естественной коммутации вентилей за счет ЭДС вращения

двигателя является резкое снижение равномерности потребления

им мощности. В [17] показано, что амплитуда мгновенного значения

пульсаций электромагнитного момента может превосходить

номинальный момент двигателя. В связи с этим неизбежны

повышенный износ двигателя и приводимого механизма, низкие

виброакустические характеристики привода [5]. Кроме того,

ограниченность опережающего угла



не позволяет увеличивать

момент двигателя за счет увеличения угла



между векторами

12.3. Статический преобразователь с непосредственной

связью

В трехфазных преобразователях частоты с непосредственной

связью (НПЧ) минимальное число вентилей равно 12 или 18 в

нулевых схемах и 36 – в мостовой схеме [68, 69]. Степень

использования вентилей во всех схемах одинаковая: с увеличением

числа вентилей пропорционально увеличивается выходная

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 (12.3)

ТТ

ВН

142,0

427,0

I 

(12.16)

и при

3 ,0





С помощью кривой 2 (см. рис.12.1) можно установить, что в

этом случае

6,0



. Поскольку условия выбора вентилей по

напряжению при идеальных условиях аналогичны предыдущему

случаю, то, решая совместно уравнения (12.4), (12.16) и (12.5),

получим:

ВНВН

ВНВН11

286,0

0,1421,4118

6,073,1

73,1

IUIU

P 





. (12.17)

Как следует из выражений (12.6) и (12.17), 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 момента двигателя

при его трогании из неподвижного состояния. В предыдущей же

схеме это ограничение весьма жесткое. Однако пульсации момента

из-за коммутационных процессов в НПЧ при

, не равных

нулю, такие же, как и в зависимом инверторе тока, и являются

общим принципиальным недостатком всех СПЧ с естественной

коммутацией, выполненных как источник тока.

Обычно частота тока питающей сети

больше частоты -

двигателя

. При



за время коммутации тока двигателя с

одной группы вентилей на другую происходит несколько

коммутаций тока сети между вентилями одной группы. Во время

этих коммутаций мгновенное напряжение между коммутируемыми

фазами равно нулю. В остальное время коммутации между

группами вентилей среднее напряжение сети близко к нулю.

Поэтому время коммутации между группами вентилей остается

примерно таким же, как и в схеме зависимого инвертора.

Определение угла



здесь производится с помощью тех жее

выражений, что и в схеме мостового выпрямителя.

Связь между ЭДС вращения вентильного двигателя и

напряжением питающей сети при максимальном открытии вентилей

по несущей частоте сети такая же, как и в СПЧ по схеме с

инвертором тока, а наибольшее напряжение на вентиле НПЧ выше.

К двум вентилям НПЧ может быть подключено напряжение, равное

сумме амплитудных значений напряжений сети и ЭДС вращения

двигателя.

110C

ВН

2 U

KKKEU

EUU









. (12.18)

Так как

U 

, то

110

ВН10

EUU

KKKI

UKK





При



, близком к



, использование вентилей по токуу

увеличивается примерно на 5% по сравнению со случаем, когда





, поэтому











 cos

1,2

cos2

05,1286,0

110

ВНВН1

EUU

KKK

IUP

.(12.19)

Связь между

в НПЧ обозначим символом м

110

cos1,2

EUU

KKK

K 







. (12.20)

Поэтому, хотя

в НПЧ выше, чем в ведомом инверторе

тока, значение

в обеих схемах оказывается примерно

одинаковым (прил. 12.1). Как показано в [75], мощность

сглаживающего дросселя в НПЧ должна быть в 1,7 раза выше,

чем в схеме "выпрямитель – зависимый инвертор".

12.4. Статический преобразователь частоты со звеном

постоянного тока и с инвертором напряжения

Групповой коммутирующий конденсатор может быть

подключен к средней точке источника питания (рис.12.3, а) или к

средней точке цепи, образованной групповыми коммутирующими

вентилями и подключенной к полному напряжению звена

постоянного тока (рис.12.3,б). В обеих схемах при коммутации к

вентилям подключается обратное напряжение того минимального

уровня, который необходим для их интенсивного запирания.

Благодаря этому величина коммутационных пиков перенапряжения

на вентиле, противофазном 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

перенапряжений, имеющихся в сетях переменного тока [527].

Выпрямительный мост на входе СПЧ должен быть собран на

управляемых вентилях только при питании вентильного двигателя,

предназначенного для работы и в генераторном режиме. Дроссель

и шунтирующий его диод в звене постоянного тока показаны на

схеме пунктиром, так как их наличие не обязательно. Они нужны

лишь при особо жестких требованиях к величине пульсаций тока

двигателя при рекуперации энергии. При отсутствии дросселя эти

пульсации не превосходят высокочастотных пульсаций тока,

имеющих место при питании двигателя от НПЧ источника

напряжения с раздельным управлением групп вентилей.

Как показано в [75], исключение из схемы диодов,

шунтирующих основные вентили, снимает какие-либо ограничения

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 кривой напряжения инвертора и величины

этого напряжения. Поэтому применение ШИМа здесь

целесообразно, по крайней мере, для улучшения спектрального

состава кривой напряжения двигателей, минимизации его потерь и

улучшения виброакустических характеристик привода.

Хороший результат дает алгоритм управления, формирующий

потенциальную диаграмму внешних выводов инвертора напряжения

согласно рис.12.4 при









. Он обеспечивает

сильное подавление ближайших 5-й, 7-й, 11-й и 13-й гармоник.

Коэффициент гармоник кривой напряжения, рассчитанный согласно

ГОСТ 13109-67 по первым 13 гармоникам, составляет всего 6,4%.

При этом основная гармоника снижается менее чем на 4%.

Из векторной диаграммы (см. рис.12.1) следует, что при

отстающем угле (рис.12.4)

ПСП2

sin21 ХKХKKK



. (12.21)

При



ЭДС вращения двигателя не влияет на выбор

вентилей по напряжению. В этом случае все вентили СПЧ могут

быть выбраны на одинаковое напряжение

ПВН





ПП1

75,0

96,0 UUU 





Следовательно,

11ВН

4,1

75,0

05,1

UUU 

. (12.22)

Рис.12.3. Функциональная схема вентильного двигателя с инвертором

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

а б

При



вентили инвертора должны быть выбраны из условия

4,1

1ВН

UU 

Средний ток вентилей выпрямителя и основных вентилей

инвертора при любых значениях углов





может быть

найден из выражения

BOBB

sin

II 









, (12.23)

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 [116]. В связи с этим может оказаться

целесообразным при перегрузке для уменьшения величины

(если



) работать с отстающим углом



, что увеличит

загрузку только вентилей



, но позволит все вентили выбратьть

на более низкое напряжение.

Загрузка вентилей



по току (

) зависит от величин





Рис. 12.4. Потенциальные диаграммы инвертора напряжения: 1,2,3 -

диаграммы формируемых напряжений в функции

,

; 4 - то же,

основная гармоника тока























































































.sinsinsin

при

;sinsin

при

;sinsin

При

BK11

BK112

BK21

ddd



(12.24)

Выбор оптимального угла



требует отдельного исследования.

Для сравнения степени использования вентилей данного СПЧ с

предыдущими примем, что в режиме перегрузки











Тогда при



с помощью выражения (12.21) найдем,

что



и выбор вентилей по напряжению может быть

проведен из условия (12.22). Решая уравнения (12.23) и второе

уравнение системы (12.24), найдем:

 

1BK

0315,030cos25cos15cos5cos

I 





; (12.25)





11BO

4185,00315,045,0 III







Действующий ток вентилей



при



   

 

.2sin2sinsin

sinsin

211111













































ddII

BKД

(12.26)

Разделив (12.26) на (12.25), найдем, что

94,3



. С помощью

выражения (12.22) устанавливаем, что

47,0



. Коэффициент

формы тока основных вентилей инвертора и вентилей выпрямителя

равен соответственно 1,6 и 1,8. Выберем эти вентили на одинаковый

ток из условия

8,1



, тогда

9,0



, поэтому согласно (12.3)

эти вентили должны быть выбраны на номинальный ток

11ВОН

465,0

3,0

4185,0

III 