книги / Электроприводы с полупроводниковым управлением. Системы постоянного тока с кремниевыми выпрямителями
.pdfКроме того, наносится исходная |
точка |
расчета с координатами |
||||
«* = 1; лс* = 1 — «с* и вспомогательный луч, проведенный |
из |
начала |
||||
координат под углом 45°, для переноса величин моментов |
из |
одной |
||||
координатной системы в другую. Во |
второй |
координатной |
системе |
по |
||
оси ординат откладываются в принятых масштабах момент |
Л4* |
и |
ско |
|||
рость /?#, а по оси абсцисс —скорость л*. Определяются углы а2 и а3 лучей, определяющих соответственно конечные значения тока /я* и
скорости л* на рассматриваемом |
участке, |
для выбранного значения |
||
Ы = 0,025 сек из (41) и (42): |
|
|
|
|
|
0,025 |
0,005 |
|
|
tg 1,_1010 1 8 ' Ш |
“ |
6*94; |
||
а, = |
arctg 6,94 = |
81°50'; |
||
_ 0,025 |
0,0005 |
0,019; |
||
t g s |
0,0656' |
0,01 |
|
|
|
|
|||
«3 = arctg 0,19 = 1°10'.
Рис. 17. Расчетные и экспериментальные зависимости
Расчетные графики переходных процессов гя* = f (t) и л* = f (t) приведены на рис. 17 и там же приведены осциллограммы переходных процессов, которые подтверждают правильность расчетов.
Т а б л и ц а 13
0,3 |
0,4 |
0,5 |
0,8 |
1 |
2 |
3 |
0,644 |
0,595 |
0,562 |
0,515 |
0,507 |
0,5 |
0,5 |
0,0296 |
0,0265 |
0,0227 |
0,0254 |
0,016 |
0,00177 |
0,0005 |
1,3036 |
1,415 |
1,51 |
1,713 |
1,792 |
1,8936 |
1,8973 |
2 320 |
2 520 |
2 700 |
3 000 |
3 250 |
3 380 |
3 390 |
0,16 |
0,1580 |
0,151 |
0,118 |
0,09 |
0,0532 |
0,0514 |
114 |
113 |
108 |
84,4 |
70,8 |
38 |
36,7 |
51
Для сравнения проводится упрощенный графоаналитический расчет переходных процессов, описанный в § 2 , без учета постоянной времени цепи якоря (Гэ~0) и изменения постоянной времени цепи возбуждения двигателя (ГВ= ГВ.Н= const).
В этом случае изменение магнитного потока при наличии раз рядного вентиля описывается выражением (19) в § 2:
|
|
|
___t_ |
|
|
|
|
Ф* = |
0,5 + 0,56 |
о,241 |
|
||
по которому рассчитываются |
зависимости Ф* = f (t) |
и Ф^ = f (t). |
||||
Результаты расчета |
приведены в табл. |
13, а |
зависимости на |
|||
рис. 18. |
|
|
системы |
для этого режима согласно |
||
Дифференциальное уравнение |
||||||
(43) при Гм = 0,0565 сек и лс* = |
Л4С* =0,0254 |
имеет вид: |
||||
dti*. |
п |
|
|
|
|
|
0,0565 |
+ Ф^ п* — Ф* + 0,0254 = 0 . |
|
||||
Переходя к приращениям, определим изменение скорости за вре |
||||||
мя Д/ по (44): |
|
|
|
|
|
|
Дпа1 — |
Ф1* — Ф]*Янач* — 0,0254 |
|
||||
|
0,0656 |
|
|
|
||
|
|
|
Ф21* |
|
|
|
Принимаем Д£ = 0,025 сек. Тогда значение потока в конце первого
участка рис. |
18 равняется Ф ^ — 0,95 и Ф^* = |
0,9025, а начальная |
скорость |
|
|
|
л*нач = 1 — Д/гс* = 1 — 0,0254 = |
0,9746. |
При этом приращение скорости на первом участке равно: |
||
Дя*1 |
0 ,9 5 — 0 ,9 0 2 5 - 0 ,9 7 4 6 — 0 ,0 2 5 4 |
— 0,01276, |
n пкха |
||
|
0,0656 |
|
|
0,025, +-0,9025 |
|
52
Начальная скорость на втором участке
лнач2* = Лнач!* + Ая* = 0,9746 + 0,01276 = 0,9873.
Далее расчет аналогичен.
Построение кривой тока осуществляется по уравнению
/я = /я.к (1 |
Ф*^*) — 715(1 |
Ф*^). |
|
Результаты расчетов |
|
приведены в табл. |
13, по которым на |
рис. 19 построены графики |
переходных процессов п* = f (t) и /Я*==К0- |
||
Рис. 19. Расчетные кривые переходного процесса элек тродвигателя я* *=f(t) и 1Я# =/(*)•
Из сравнения результатов расчета с экспериментом можно сде лать вывод, что приближенный метод расчета переходных процессов привода также обеспечивает сравнительно хорошую для практики точность и может быть рекомендован для ориентировочных расчетов.
3. Расчет тормозных характеристик привода
Изменение тока при торможении с максимальной скорости опре деляется выражением (51)
|
|
|
|
|
|
|
t |
|
|
|
|
|
|
|
|
|
0,г4)х |
|
|
Г t |
|
|
|
|
|
|
|
|
21 |
0,24 |
/ |
|
0,24\ |
( |
0,52 |
0,24 |
(. |
0,24\1 |
|
[ 0,305 |
' 0,0 0,305 |
( |
6 |
/ |
+ |
2 |
*0,305 |
( е |
)] |
X е
где а=0,5 при диапазоне регулирования скорости Д = 2 ; Тв= 0,24 сек\
Тыл по уравнению (52)
Т14.Т— |
0,325(0,22 + 1,36), |
=0,305 сек. |
|
9,55-0,138.1,3 |
|
53
t, сек |
0 |
0,02 |
0,04 |
0,06 |
0,08 |
0,1 |
ф* |
0,5 |
0,54 |
0,577 |
0,61 |
0,64 |
0,67 |
И* |
1 |
1,06 |
1,108 |
1,134 |
1,152 |
1,18 |
iт, а |
145 |
154 |
157 |
164 |
167 |
171 |
Ят* |
2 |
1,96 |
1,92 |
1 ,8 6 |
1 , 8 |
1,76 |
п, Об!мин |
3 300 |
3 230 |
3 170 |
3 070 |
2 970 |
2 900 |
Изменение скорости вращения двигателя при динамическом тор можении определяется выражением (47)
|
2t |
0,305 |
0,24 |
0,305 |
|
= 2е |
|
Результаты расчетов кривых h=f (t ) и nT—f(t) приведены |
|
в табл. 14, по которым |
построены указанные кривые на рис. 20. |
Рис. 20. Характеристики динамического торможения двигателя ГТ-62 с максималь ной скорости до нуля.
4.Определение наибольших значений перенапряжений
итоков в переходных режимах электропривода
Знание наибольших величин перенапряжений и токов, которые могут возникать в переходных режимах, необходимо для определе ния их допустимых значений и настройки соответствующих защит (по току, по напряжению и др.) для исключения аварийных режи мов привода.
Как отмечалось в § 3, при регулировании скорости вращения вниз от максимальной с быстрым перемещением рукоятки регуля тора возникают перенапряжения на вентилях, способные вывести их из строя. Поэтому проводится расчет перенапряжений на венти лях при переходе от максимальной скорости до номинальной,
54
Т а б л и ц а 14
0,15 |
0,2 |
0,25 |
0,5 |
|
0,75 |
1 |
1,25 |
||
0,732 |
0,782 |
0,825 |
0,937 |
0,987 |
0,9917 |
0,99727 |
|||
1,172 |
1,136 |
1,062 |
0,64 |
0,288 |
0,127 |
0,0552 |
|||
170 |
165 |
154 |
|
93 |
|
42 |
18,4 |
8 |
|
1 ,6 |
1,452 |
1,288 |
0 ,6 8 |
|
0,294 |
0,128 |
Г 0,552 |
||
2 640 |
2 400 |
2 |
125 |
1 |
12 |
0 |
485 |
2 1 1 |
91 |
Наибольшие перенапряжения возникают при минимальном ста тическом моменте. Поэтому принимается МС=0,15МН=0,15 • 89,2=
= 13,Г» н-м, где Л1„=9 550 |
Р |
14 |
=9 550 |
=89,2 н-м. |
Время свободного выбега привода от номинальной скорости до остановки составляет по (61):
0,325*1 500 |
|
<т== 9,55-13,35 |
3 , 8 сек' |
Отношение времени выбега к постоянной времени обмотки воз буждения равно:
^3,8 __
Тв 0,24 10’6’
Электродвижущая сила двигателя |
в относительных единицах |
|||
для Д —2 и /Т/Гв=15,8 определяется по |
кривым |
рис. 6 : |
||
£маьс* — 1 .765, |
|
|
||
откуда |
|
|
|
|
ЯМакс^1,765(7н=|1,765220=388 |
в. |
|||
Время достижения максимального напряжения определяется |
||||
также по рис. 7: при tT/TB='15,8 |
значение |
^макс/Тв=2,7, откуда |
||
tMакс= 2,7Гв=2,7 • 0,24=0,65 |
сек. |
|||
При этом наибольшее обратное напряжение на вентилях со |
||||
ставляет согласно (56): |
|
|
|
|
388 , |
180 |
341 |
в. |
|
^в.макс—. g |
у — |
|||
Так как вентили выбраны четвертого класса (£/в.ДОп = 400 в), то напряжение Uв.МакС лежит в пределах допустимого значения.
Наибольшее значение тока при разгоне двигателя от номиналь ной скорости до максимальной определяется на основании ориенти ровочного расчета (см. п. 2 примера). Наибольший допустимый по условиям коммутации ток якоря для машин постоянного тока се рии П равен / макс.доп=2/н= 145 а. При пуске максимальный ток якоря приблизительно равен /д.Макс^Н 4 а, что не превышает допу стимого значения.
55
Определение максимума тока якоря при динамическом торможе нии и времени его достижения можно определить по кривым рис. 3.
Для Д =2 |
Г м.т |
0,305 |
|
максимУм тормозного тока в отно- |
||
и у — |
“ |
|
||||
сительных |
единицах |
равен |
iT* |
= 1 ,2 2 и |
/макс |
=0,575. «Начальны!! |
j |
||||||
бросок тормозного тока по |
(49) |
равен: |
|
|
||
|
|
UB |
|
220 |
440 а, |
|
|
1т*н ^Гя.д + |
^т |
0,22 + |
1,36 |
||
|
|
|||||
откуда
/т.макс —1,22*140—171,5 CL
Время достижения максимального значения тормозного тока равно /макс —0,575 *0,24= 0,138 сек.
Таким образом, при торможении максимум тока превышает до пустимый ток для двигателя в 1711,5/145=1,48 раза, что при не частых тормозных режимах допустимо.
5.Расчет энергетических характеристик
Кэнергетическим характеристикам привода ПКВ относятся за
висимости к. п. д. у\ и коэффициента мощности kM от нагрузки, в частности от тока якоря. Чем выше энергетические показатели при вода, тем меньше эксплуатационные расходы и тем экономичнее при вод. Статические преобразователи на кремниевых вентилях имеют
очень высокие |
энергетические |
показатели и позволяют создать |
на |
||||
их базе высокоэкономичные электрические приводы. |
действия опре |
||||||
а) Р а с ч е т |
к. п. д. |
Коэффициент полезного |
|||||
деляется по выражению |
|
|
|
|
|
|
|
|
Р _ |
|
/ dl/d — SAP |
|
|
|
|
|
" Ч - Я п |
|
/ Л |
+ ДЯк.в + ДЯт |
’ |
|
|
здесь |
|
|
|
|
|
|
|
(7d='243—IdRa— выпрямленное напряжение; |
трансформаторе, |
|
|||||
Д Р т = Д Р о + |р 2Л Рк = 0 ,3 2 + |Р 2 *0,4 — потери в |
|
||||||
где Д Р о = 0 ,3 2 — потери |
в |
трансформаторе при холостом ходе, кет; |
|||||
ДРк=0,4 — потери |
в |
трансформаторе в режиме |
короткого |
за |
|||
|
мыкания, кет; |
|
|
|
|
|
|
Р = ~1Г— ^ |
-----коэффициент загрузки |
привода; |
|
||||
*2.н Id .н |
|
|
|
|
|
|
|
ДРк.в«лДРд.нр= 0,260р — потери в |
кремниевом выпрямителе, |
||||||
где ДРд.н — потери в |
кремниевом |
вентиле при |
номинальном токе |
||||
двигателя, |
|
|
|
|
|
|
|
|
_ |
j |
_ |
__ |
72 |
5 |
_ |
Д Я д . , , ^ |
у з Д1/ср + - * / 3 |
= |
1^3 - 0 ,0 6 - j |
- |
/ 3 = 4 3 ,5 в т ; |
||
56
At/cp = |
fi — число кремниевых вентилей: |
Прямом |
|
0,6e — падение напряжения в кремниевом вентиле в |
|||
|
направлении (среднее значение). |
|
|
Потребляемая двигателем мощность от выпрямителя определяется |
|||
выражением Р г =zldUd. |
|
||
Полезная мощность на валу двигателя |
|
||
|
|
Р 2 = Р Х— SAP. |
|
где SAP = АРя |
АРх.х + АРДОц + АРЩ— суммарные потери |
в дви |
|
гателе; |
|
|
|
АРя = ^я.нГя? 2 ^ |
1,160* — потери в меди обмотки якоря, кет; |
|
|
АРх.х = |
0,73 — потери холостого хода двигателя, кет; |
|
|
АРЩ= |
2/я.нр = 0,1450 — потери в щетках, кет; |
|
|
|
|
Рон |
|
АРДоб = 0,01/я.нПнор2 = "т- ' 02 = 0,162р2 — добавочные потери, кет. |
|||
|
|
Чн |
|
После несложных преобразований и подстановки значений по лучена следующая расчетная формула для частичных нагрузок при вода:
17,50 — 30* — 0,73 ■ ^ le p — 1,4р2 + 0,32’
При регулировании скорости вращения двигателя путем изме нения его потока к. п. д. практически остается неизменным, так как с увеличением скорости возрастание механических потерь ком пенсируется снижением потерь в обмотке возбуждения. Поэтому
расчет |
к. п. д. проводим для номинальной скорости. Расчет сведен |
в табл. |
15, а кривые к. п. д. построены на рис. 21. |
б) |
Р а с ч е т к о э ф ф и ц и е н т а м о щ н о с т и п р и в о д а. Ко |
эффициент мощности преобразователя kM зависит от угла сдвига фаз ф! между напряжением Uь которое предполагается синусоидаль ным, и основной гармонической первичного тока Л, а также от ко эффициента синусоидальности v.
Коэффициент сдвига |
определяется выражением [Л. 1] |
|
COS <f>j = |
Р 1 |
|
|
||
а коэффициент синусоидальности |
|
|
'/i |
|
|
I |
/ |
п=ао 2 ’ |
/ ' * £ *
где Я1=18р—1,4|32+0,32 — активная |
мощность, потребляемая из се |
||
ти переменного тока (см. п. «а»); |
потребляемая |
преобразовате |
|
QI= 7P + QO— реактивная |
мощность, |
||
лем из сети; |
т — реактивная мощность, |
обусловленная |
|
Q2=mI2U2 sin = 19р sin |
|||
сдвигом фаз между током 12 и напряжением U2; |
из сети при хо |
||
Qo=2,35 квар — реактивная мощность, потребляемая |
|||
лостом ходе; |
|
|
|
5—2770 |
|
|
57 |
/i — первая гармоническая тока в первичной обмотке трансформа тора;
I — полный ток в первичной обмотке трансформатора; т — 3 — число фаз трансформатора;
/ 2р = h sin <fT— реактивная составляющая тока во вторичной обмотке трансформатора.
Т а б л и ц а 15
|
р |
0 |
0,1 |
0,25 |
0,5 |
0,75 |
1 |
/я, |
а |
0 |
7,3 |
18 |
36 |
54 |
72,5 |
f) |
|
0 |
0,476 |
0,733 |
0,808 |
0,82 |
0,81 |
Y, э л . град |
0 |
3°9' |
5°9' |
7°2' |
8°52' |
1 0 ° |
|
<РТ, |
эл. град |
0 |
2°3' |
3°26' |
4°42' |
6 ° |
6°36' |
Ол, квар |
2,35 |
2,43 |
2,635 |
3,15 |
3,85 |
4,535 |
|
P i, |
кет |
0,32 |
2,134 |
4,73 |
9 |
13 |
17 |
COS <f>! |
0,135 |
0 ,6 6 |
0,875 |
0,943 |
0,963 |
0,969 |
|
V |
|
0,95 |
0,958 |
0,96 |
0,962 |
0,963 |
0,963 |
kyi |
|
0,128 |
0,63 |
0,841 |
0,907 |
0,927 |
0,933 |
Рис. 21. Кривые зависимостей к. п. д. и коэффициента мощности привода от нагрузки.
----------- расчетная зависимость;
------------ экспериментальная зависи мость.
Угол сдвига фаз первой гармонической тока относительно напря жения приближенно определяется по углу коммутации [Л. 1]
|
2_ |
2 |
3 ) Т. |
53
где |
|
|
|
|
|
Y = arccos ^1 — 0,50 |
. |
|
|
Коэффициент мощности привода определяется |
из выражения |
|||
, |
mUIi cosyi |
/ 1 |
v cos ¥l. |
|
* м = ----- ШЛ------= |
— cosy, = |
|||
Коэффициент синусоидальности v определен по кривым, приве
денным в [Л. 1].
Расчет коэффициента мощности привода сведен в табл. 15, а
зависимость kM=f(I) приведена на |
рис. 21, где пунктиром показаны |
экспериментальные кривые г]= /(/) |
и ku = f(I)- |
ГЛАВА ТРЕТЬЯ
МОДИФИКАЦИИ ПРИВОДОВ
СКРЕМНИЕВЫМИ ВЫПРЯМИТЕЛЯМИ
8.ПРИВОДЫ С ПРИМЕНЕНИЕМ В ЦЕПИ ВОЗБУЖДЕНИЯ ДВИГАТЕЛЯ МАГНИТНЫХ УСИЛИТЕЛЕЙ
Структурная схема такого электропривода приведена на рис. 22. Силовая часть привода, а также цепь управления соответствуют ос новному исполнению приводов серии ПКВ и обозначаются прямо угольником ВК. Обмотка возбуждения двигателя питается от маг нитного усилителя МУ.
Управление цепью возбуждения двигателя с помощью магнит ных усилителей обеспечивает:
1 ) повышение стабильности характеристик двигателя от на грузки, изменения напряжения сети и т. п. за счет введения обрат ных связей, воздействующих на цепь возбуждения двигателя;
2 ) возможность дистанционного регулирования скорости враще ния с помощью/ малогабаритного задатчика скорости, что в свою оче редь обеспечивает любой требуемый закон регулирования.
В круглошлифовальных, абразивно-отрезных и Других станках, например, необходимо, чтобы привод главного движения обеспечивал линейный закон изменения скорости вращения двигателя от угла поворота задатчика скорости.
Скорость вращения двигателя связана с его магнитным пото ком гиперболической зависимостью я = 1/Ф. В то же время магнит ный поток двигателя является нелинейной функцией тока возбуж дения, определяемой кривой намагничивания Ф =/(/в). Поэтому для получения линейной зависимости угла поворота задатчика 0 от скорости вращения двигателя необходимо, чтобы характеристика регулятора была бы нелинейной, со значительным снижением £Рв —А/в/А0 по мере повышения скорости вращения двигателя.
На рис. 23 представлена требуемая зависимость / B=f(0) для двигателя типа П-62 мощностью 14 кет и со скоростью 1 500 об/мин. Таким образом, для получения требуемой линейной зависимости скорости вращения двигателя от угла поворота задатчика скорости
требуется применение элементов управления со специально |
подо |
бранными нелинейными характеристиками, |
|
5* |
59 |
rp
|
|
В П |
|
i l L |
- J |
|
|
|
t— BK |
|
Uo |
|
ПУ М- |
|
|
|
t3 t 3
~ wy
|
г ^ г Ш |
|
ФЧВ |
|
Uc |
Рис. 22. |
Блок-схема электропривода с обратной связью |
по току, |
воздействующей на цепь возбуждения двигателя. |
Рис. 23. Зависимость / в=/(б) при линей
ной зависимости скорости вращения от угла поворота сельсина.
60