книги / Тиристорный электропривод для кранов

По формулам табл. 2-1 рассчитаны соответствующие зависимости для нескольких габаритов двигателей кра­ новой серии с разными сопротивлениями в цепи ротора. На рис. 2-5 в качестве примера приведены такие зави­ симости для двигателя МТ-111-6 и Rv* = 0,7, работаю­ щего по схемам, показанным на рис. 2-4. При оптималь-

рис. 2-4,6 развивает момент, превышающий момент по схеме рис. 2-4,а, в 3—4 раза, однако требуемая емкость конденсатора, а также напряжение на закрытых тири­ сторах значительно превышают соответствующие пока­ затели схемы рис. 2-4,а. Если обе системы обеспечивают одинаковый пусковой момент, емкость конденсатора для схемы рис. 2-4,6 оказывается несколько ниже той, кото­ рая требуется для схемы рис. 2-4,я, а напряжения на тиристорах примерно одинаковы. Однако напряжение на конденсаторе для схемы рис. 2-4,6 значительно ниже, поэтому для нее можно применять конденсатор меньшей мощности.

Далее проводилось сравнение зависимостей М, Ux> UT= f ( s ) . На рис. 2-6 показаны расчетные зависимости для того же двигателя и причем емкость конденса­ тора подобрана так, чтобы обе системы обеспечивали одинаковый пусковой момент. Из них вытекает, что при одинаковых пусковых моментах схема на рис. 2-4,6 уступает схеме на рис. 2-4,а по значению среднего от-

Рис. 2-5. Зависимости от реактивного сопротивления Хс момента двигателя, тока в фазе и напряжений на конденсаторе и тиристорах, включенных по схемам рис. 2-4,а и б, при 5=1.

рицательного момента. Однако следует подчеркнуть, что при приблизительно одинаковых напряжениях на тиристорах напряжение на емкости для схемы рис. 2-4,6 во всем диапазоне изменения скольжения значительно

На рис. 2-7 приведены экспериментальные механиче­ ские характеристики, полученные для замкнутой по ско­ рости системы рис. 2-4,а с двигателем МТ-12-6. Анало­ гичные характеристики получены при испытаниях си­ стемы на механизме подъема мостового крана грузо­ подъемностью 50 кН (5 т) с двигателем МТ-51-8. На нем хорошо видны характеристики безопасного спуска

Рис. 2-6. Зависимости момента двигателя (а), напряжений на конден­ саторе Ux и тиристорах UT (б) в функции скольжения для схем рис. 2-4.

1 — конденсатор включен параллельно тиристорам; 2 — конденсатор включен между фазами.

обеспечивается достаточный избыточный момент в пере­ ходных режимах, связанных с увеличением скольжения.

Таким образом, если устойчивые пониженные ско­

а ~ 100-г-110°), а 5-й — не превышает 10—12%. Если учесть, что реактивные сопротивления машины возрас­ тают с ростом номера гармоники, то наибольшее зна­ чение квадрата тока высших гармонических не превы­ шает 4%, а эффективное значение фазного тока двига­

текающий в двигателе, когда он работает в симметрич­

приведены эти данные, полученные для того же двига­ теля при /?р*=0,7, включенного по схеме, показанной на рис. 2-4,а, и работающего на жесткой механической характеристике с постоянной скоростью щ*<0,1. Здесь за базовые приняты номинальные значения момента и тока.

токов в двух фазах, непосредственно подключаемых к сети. Таким образом, эти фазы независимо от момен­ та, развиваемого двигателем, обтекаются током, при­ мерно равным тому, который протекает в фазах машины при симметричном режиме и который при дан­ ной скорости определяется только сопротивлением цепи ротора. Но при выборе сопротивления необходимо учитывать, что снижение его приводит, с одной стороны, к росту жесткости механической характеристики (уве­ личивается диапазон изменения момента ДМ, а перепад скорости вращения Дсо, обеспечивающий полное откры­ вание тиристоров, остается постоянным), а с другой стороны — к снижению напряжения, приложенного к тиристорам. Поэтому сопротивление цепи ротора сле­ дует выбирать минимально возможным по условиям нагрева машины.

Емкость конденсатора может быть найдена из от­ ношений табл. 2-1, причем для схемы на рис. 2-4,а — непосредственно через Х0пт. Однако приемлемые мо­ менты получаются и при меньших емкостях, когда емкостное сопротивление превышает оптимальное на 30—50%; при этом отрицательный момент снижается всего на 8—15%, однако напряжение на вентилях и конденсаторе тоже уменьшается.

Следует отметить, что емкость конденсатора сущест­ венно зависит от требуемого наибольшего отрицатель­ ного момента, сопротивления в цепи ротора, а также габарита машины. Оптимальная емкость для двигате­ лей серии МТБ IV габарита составляет около 240 мкФ, VII габарита 1500— 1700 мкФ; если в ротор вводится сопротивление (0,5-г- 1,0) RUy при этом отрицательный момент составляет соответственно 23—25% и 34—38% номинального. Однако для обеспечения одинаковых значений момента (около 20—25% Мн) требуемая емкость конденсатора для двигателей той же серии I габарита составляет около 40 мкФ, IV габарита 200— 250 мкФ, а VII габарита 800—900 мкФ.

Ясно, что максимальные напряжения приложены к конденсатору и тиристорам, когда последние закрыты. При этом оказывается, что напряжение на вентилях равно утроенному значению напряжения обратной по­ следовательности U2. В зависимости от применяемой системы электропривода, а также от требуемого диапа­ зона изменения скольжения (ведь U2 является функцией

циональны Хс й могут рассчитываться по формулам

/«0 ,0 4 5 Хс; 0,0033 Хс.

Полные схемы узлов, включенных в статорные цепи двигателей, приведены на рис. 2-9. Активное сопротив­ ление г можно включить последовательно с управляе­ мыми вентилями. Но в этом случае даже при полностью

Рис. 2-9. Полная схема узла, включенного в цепь статора.

а — при параллельном соединении конденсатора и тиристоров; б — при вклю­ чении конденсатора между фазами.

открытых тиристорах не обеспечивается симметричный режим асинхронного двигателя, а сопротивление г должно выбираться большей мощности, так как средний ток через тиристоры значительно выше тока через кон­ денсатор. Заметим также, что для схемы на рис. 2-9,а отпадает необходимость в специальной /?С-цепочке, служащей обычно для снижения скорости нарастания анодного напряжения, приложенного к тиристорам. Эту роль в данном случае выполняет резистор г и силовой конденсатор.

Для расчета механических характеристик в несимметричной схеме (см. рис. 2-1) следует воспользоваться формулой момента, разви­ ваемого двигателем при дан-ном скольжении s:

M = U2n.M vl— U*2l.M P2,

причем Mpi и Мр2 — моменты» двигателя на реостатной характери­ стике (когда тиристоры полностью открыты) при том же скольже­

1-й гармонической.

Напряжения £/ц* и £/21* легко могут быть определены по фор­ мулам метода симметричных составляющих, когда известны 1-е гармонические фазных напряжений, а эти гармонические могут быть

найдены разложением в ряд Фурье реальных кривых фазных на­ пряжений при данных а и фазовом угле ф [Л. 8]. Для удобства практического использования полученных громоздких формул по ним на рис.. 2-10 построены зависимости U2n и Uz21 в процентах для

Z

"и

tg<p = О у

б)

Рис. 2-Ю. Зависимости квадратов прямой (а) и обратной (б) после­ довательностей 1-й гармонической напряжения неподвижного двига­ теля для схемы на рис. 2-1.

различных а и ф при s = ll (ф можно определить по формулам § 1-4). Заметим, что, как показали расчеты, без существенной по­ грешности зависимостями, показанными на рис. 2-10, можно пользо­ ваться, если скольжение двигателя находится в пределах 0,9—1,1, т. е. при работе привода на ползучих скоростях.

Более сложным оказывается расчет механических характеристик, если скольжение существенно отличается от 1. В этом случае необ­