Consultant-e.ru
ПРОЕКТ ЭЛЕКТРОТЕХНИЧЕСКОГО БЮРО ПЕРЕВОДОВ

  • Терминов: 207731
  • Определений: 41764
  • Иллюстраций: 2218
Вакансия переводчика Требуются переводчики электротехнического профиля, а также переводчики по другим тематикам...
Вакансия верстальщика Требуются верстальщики с опытом работы в InDesign, Adobe Illustrator и т.п.
транспонированный провод Обмоточный провод с токопроводящей жилой из изолированных проволок, взаимное расположение которых периодически...
крюковой кран Кран с грузозахватным органом в виде крюка [ГОСТ 27555-87. Краны грузоподъемные. Термины и определения]....
штыревой кран Кран мостового типа, оборудованный захватом для извлечения штырей из электролизеров [ГОСТ 27555-87. Краны груз...

Термин:
Приводная техника > Альтернативные электроприводы

Метод регенеративного тока для бездатчикового управления ВИП


Одним из перспективных для относительно простых по схемотехнике ВИП методов контроля положения, по нашему мнению, является так называемый "метод регенеративного тока" [165], основанный на явлении возрастания тока обмотки при переходе фазы в генераторный режим. Данный подход относительно мало анализируется в литературе, что, по-видимому, связано с тем, что непосредственное использование данной методики не обеспечивает требуемых энергетических показателей из-за больших значений обратного момента по причине отсутствия опережения на отключение фазы. Поэтому попытаемся восполнить этот пробел.

В течение такта коммутации (рис. 2.5) для возбужденной фазы двигателя справедливо уравнение:


где U - приложенное напряжение, i - ток фазы, R - сопротивление обмотки, Y - потокосцепление обмотки, которое для линеаризованной машины определяется выражением:

Здесь - коэффициент приращения индуктивности, L*=Lmin и θ*=θ-θрас для двигательного режима, L*=Lmax и θ*=θ-θсогл для генераторного. Знак "+" в выражении (2.3.2) соответствует двигательному, а "-" - генераторному режиму. Продифференцировав (2.3.2) с последующей подстановкой в (2.3.1) и учитывая, что производная dθ/dt есть угловая скорость ротора ω, получим:

 

Выражение (2.3.3) является основным уравнением цепи фазы линейного ВИД. Второй (слева) член в правой части (2.3.3) есть не что иное, как э.д.с. вращения ИД. Учитывая, что механическая сила, действующая на ферромагнитное тело в магнитном поле пропорциональна квадрату магнитной индукции [29], выражение для определения момента двигателя можно записать в видее

где kM - конструктивный коэффициент двигателя. Для оценки качества управления введем понятие "интегрального момента"

где T - время протекания тока в течение одного такта коммутации.

Будем считать номинальным режимом двигателя такой режим, при котором э.д.с. источника питания уравновешивается э.д.с. вращения (т.е. di/dt=0 при θрас<θ<θсогл). Определим область работоспособности метода при снижении тока и скорости относительно номинальных. Очевидно, что для надежного определения положения необходимо иметь достаточно быстрое возрастание тока после прохождения точки согласования. Для оценки минимально допустимого (по точностным соображениям) значения производной di/dt можно использовать следующее выражение:

Здесь Iуст - номинальный ток двигателя, NАЦП - число дискрет АЦП, kз,АЦП>1 - коэффициент запаса АЦП (отношение общего числа дискрет, к их числу, соответствующему номинальному току), Tк = 2π/mZpω длительность такта коммутации (Zр - число зубцов ротора, m - число фаз машины), ε - допустимая относительная погрешность в определении положения, базовой величиной для которой является угловая ширина зубца статора, равная π/Zсm. Реальное же значение производной при переходе в генераторный режим, согласно (2.3.3) будет:

Выражение (2.3.7) получено для случая U=0, поскольку в момент перехода в генераторный режим обмотка закорочена. Исходя из (2.3.6) и (2.3.7) получим условие, которому должно удовлетворять значение тока для обеспечения удовлетворительной коммутации:

Учитывая, что э.д.с. машины уже при скорости порядка 10% от номинальной существенно превышает падение напряжения на активном сопротивлении обмоток, приходим к выводу, что первый сомножитель в (2.3.8) в рабочих режимах оказывается постоянным и равным Lmax/kL. Это означает, что при заданной относительной погрешности ε минимальный по соображениям коммутации ток не зависит от скорости и определяется лишь настройкой соответствующего порога системы измерения. Например, для электродвигателя с Zcm=4, Lmin=2 мГн, kλ=5, Uном=100 В, Iуст=10 А (nном=9500 об/мин) при NАЦП=255, kз,АЦП=2 и ε=0.05 при расчете по (2.3.8) искомый ток равен 2А, что составляет 20% номинального.

Из вышеприведенных рассуждений следует, что устойчивый контроль положения возможен при токах, которые значительно меньше номинального. Соответственно, обратный момент может быть существенно снижен за счет дополнительной редукции тока перед определением положения. Практическое применение предложенного подхода иллюстрируется на рис.2.6. Здесь фаза отключается в момент θOFF, с последующим спадом тока до некоторого значения, которое меньше рабочего тока, но больше порога, определяемого неравенством (2.3.8). При этом ток замыкается через источник питания и протекает в направлении противоположном его э.д.с. (участок 1, рис.2). Далее, в момент θрас+θзкр, производится закорачивание рабочей обмотки на себя. При этом ток продолжает медленно спадать (участок 2) до момента согласования зубцов машины, после чего начинается его возрастание (переход в генераторный режим). После обнаружения этого нарастания система управления производит отключение всех ключей инвертора, обеспечивая окончательный спад тока (участок 3). Поскольку ожидание перехода в генераторный режим происходит на специальном отрезке заднего фронта, назовем предложенный метод контроля положения кусочно-регенеративным

Очевидно, что необходимость выделения особого измерительного участка приведет к некоторому недоиспользованию машины. Для оценки возможного влияния на энергетические показатели проведем расчет зависимости снижения интегрального момента (относительно идеального случая) от продолжительности ожидания генерации (рис.2.7). Здесь же приведены кривые относительного тока перехода на режим короткого замыкания и относительного угла отключения Можно видеть, что снижение интегрального момента при протяженности измерительного участка до 20% не превышает 10%, т.е. недоиспользование машины незначительно, поскольку сдвиг угла отключения влево (по рис.2.6) частично компенсируется за счет возрастания тока перехода в режим короткого замыкания.

Поскольку точная фиксация положения ротора возможна лишь в одной единственной точке, моменты времени, соответствующие θOFF и θзкр, оказываются величинами, требующими прогнозирования. Формально, для этой цели достаточно иметь информацию о длительности предыдущего такта коммутации Ti-1. Однако, это по определению подразумевает, что ожидаемая продолжительность текущего такта Ti имеет ту же самую величину. При этом наличие ускорения в электроприводе неизбежно приведет к некоторому различию между указанными временами. Определим условия, при которых наличие ошибки прогнозирования не приведет к потере ориентации в системе управления.

Рассмотрим два последовательных такта коммутации (рис.2.8). Примем допущение, что движение в системе является равноускоренным, причем в (i-1)-м такте кривая тока формируется без погрешностей. При этом, на основании измеренной величины Ti-1 системой прогнозируется значение , которое, как следствие, оказывается близким к τзкр,i-1, что влечет за собой сокращение продолжительности измерительного участка (рис.2.8). Нетрудно видеть, что условием устойчивости ориентации в этом случае оказывается ненулевая длина этого участка, т.е.

поскольку в противном случае вместо фиксации согласованного положения система сможет лишь констатировать факт наличия генераторного режима. Выведем соответствующие соотношения. Из рис.2.8 имеем:

Обозначим мгновенную скорость в начале ii-го ωi, а угловое ускорение в течение обоих тактов через εω. Тогда уравнение движения для рассматриваемого такта примет вид:

Здесь θ(t) - положение ротора, θрас,i - угол поворота ротора, соответствующий началу перекрытия в рабочей фазе (рад). Подставляя вместо правой части (2.3.11) значение θррассогл, а вместо t - Ti и решая (2.3.11) относительно Ti, получим

Аналогичным путем для Ti-1 можно записать:

Подставляя (2.3.12) и (2.3.13) в (2.3.10) и (2.3.9) после соответствующих преобразований имеем:

где - относительный угол перехода в режим короткого замыкания. Решая неравенство (2.3.14) относительно ew приходим к выражению для критического по соображениям устойчивости ускорения:

Кривые критических ускорений, рассчитанные по (2.3.15) при различных θ*зкр приведены на рис.2.9. Отметим, что указанные кривые построены для случая θр=1 рад и легко могут быть пересчитаны под конкретный ИД, учитывая, что εкр обратно пропорционально θр. Из анализа рис.2.9 нетрудно видеть, что при быстром разгоне с низких скоростей вращения могут иметь место сбои, связанные с потерей ориентации в системе. Поэтому при проектировании системы должны приниматься меры, направленные на исключение режимов с εωεкр. К таковым относятся:

11. Использование стартовых процедур, обеспечивающих разгон до приемлемой по соображениям устойчивости скорости (рис.2.9). Разумеется, алгоритм этой процедуры не должен требовать точного измерения скорости, продолжительности тактов и т.д., например, время-импульсный с коммутацией по уровню (см. п. 2.2.).

2. Устранение условий, при которых ускорение может превысить критическое. С этой целью может быть использовано увеличение длины измерительного участка при низких скоростях (т.е. увеличение εкр). Сюда же можно отнести ограничение задания тока  таким  образом,  чтобы  при этом удовлетворялось условие , т.е. снижение максимального момента, развиваемого ИД. Поскольку подобные меры приводят к ухудшению использования машины, их применение допустимо лишь в случаях, когда привод всегда пускается с нагрузкой, близкой к нулю - шлиф-машины, вентиляторы и т.д.

3. Применение специальных процедур, обеспечивающих своевременное обнаружение ошибок прогнозирования (напр. за счет контроля продолжительности измерительного участка) и "переориентацию" системы при их наличии.

До сих пор мы рассматривали случай быстрого разгона ИД, т.е. предполагали εω>0. При набросе нагрузки (случай εω<0) также будет иметь место ошибка прогнозирования. Однако она приводит лишь к увеличению продолжительности измерительного участка, что может вызвать недоиспользование машины, но не потерю ориентации. Последнее, разумеется, верно при условии, что ток фазы к моменту прохождения через согласованное положение достаточен для обнаружения генерации. Из этого следует, что программное обеспечение системы должно обеспечивать защиту от недопустимого спада тока на измерительном участке.

Оценим характеристики предложенной методики. Недостатками кусочно-регенеративного метода являются:

1) Недоиспользование машины (порядка 5-10% по среднему моменту). Заметим, что вышеприведенные расчеты сделаны для случая, когда ток в течение всего такта коммутации не превышает установившегося значения для данной скорости. При формировании спадающей кривой тока с максимумом при θ=θрас, степень недоиспользования окажется меньше, чем на рис.2.7;

2) Относительно "вялая" динамика, характерная для методов, использующих прогнозирование;

3) Необходимость процедуры начального пуска и относительно небольшой диапазон регулирования.

К достоинствам рассмотренного метода можно отнести:

1) Предельно низкие требования к быстродействию системы управления, точности измерений тока; невысокие требования к степени линейности датчиков. Предлагаемый метод, по-видимому, можно считать одним из наиболее дешевых способов реализации бездатчикового ВИП;

2) Высокие помехоустойчивость и термостабильность;

3) Относительная простота создания типового электропривода, не требующего начальной настройки на конкретный двигатель, что может оказаться немаловажным в случае массового использования ВИП.

Таким образом, кусочно-регенеративный метод перспективен для использования в недорогих ВИП с невысокими требованиями к динамике привода.

 

 



Автор:  Admin
Дата:  2011-08-03