Содержание к диссертации
Введение
Глава 1. Описание существующих устройств и методов пуска асинхронного двигателя
1.1. Достоинства и недостатки использующихся методов и устройств пуска 6
1.2. Энергосбережение в электроприводе 12
Выводы по главе 1 14
Глава 2. Описание нового вида пуско-регулирующего устройства 16
2.1. Конструкция и принцип действия статического компенсатора реактивной мощности
2.2. Ключевые полупроводниковые приборы компенсатора, особенности их выбора и применения 26
Выводы по главе 2 30
Глава 3. Система управления пуско - регулирующего устройства 31
3.1. Разработка системы управления статического компенсатора ПРУ . 32
3.2. Вычисление мощности компенсации ПРУ 33
3.3. Система управления модуляцией напряжения и тока компенсатора... 43
Выводы по главе 3 60
Глава 4. Исследование совместной работы ПРУ и АД
4.1. Анализ электромагнитных процессов асинхронного двигателя 61
4.1.1. Математическое описание обобщенной электрической машины
4.1.2. Математическое моделирование динамических режимов работы двигателя 65
4.1.3. Определение электромагнитного момента асинхронного двигателя
4.2. Расчёт электроэнергетических параметров ПРУ 72
4.3. Управление электромагнитным моментом двигателя посредством изменения мощности компенсации ПРУ 88
4.3.1. Пуск двигателя с потреблением энергии накопителя ПРУ 91
4.3.2. Управление электромагнитным моментом двигателя в процессе пуска
Выводы по главе 4 103
Глава 5. Математическое моделирование ПРУ и АД 104
Выводы по главе 5 117
Глава 6. Методика расчёта и выбора силовых компонентов ПРУ 119
Выводы по главе 6 135
Глава 7. Физическое моделирование пу с ко регулирующего устройства 137
Выводы по главе 7 144
Заключение 145
Приложение 147
Список литературы 152
- Энергосбережение в электроприводе
- Ключевые полупроводниковые приборы компенсатора, особенности их выбора и применения
- Вычисление мощности компенсации ПРУ
- Расчёт электроэнергетических параметров ПРУ
Введение к работе
При питании асинхронного двигателя от сети электроснабжения
ограниченной мощности (мощность сети сопоставима с мощностью
двигателя) в процессе пуска напряжения питания двигателя уменьшается, что
обуславливается большой величиной пускового тока двигателя. Это
приводит к нарушению нормального функционирования
электрооборудования, что ни может не сказаться на эффективности и надежности работы машины [4, 5]. Существующие на сегодняшний день методы пуска АД не решают задачу формирования требуемой для конкретного АД пусковой характеристики. Они не обеспечивают селективности ограничения тока - ограничивают не только реактивную составляющую тока двигателя, но и активную составляющую тока двигателя, что приводит к снижению потребления активной мощности двигателем в процессе пуска, и снижению перегрузочной способности двигателя в процессе пуска. При питании двигателя от сети ограниченной мощности снижение перегрузочной способности двигателя обусловлено уменьшением напряжения питания двигателя из-за увеличения падения напряжения на сопротивлении питающей сети. Снижению пускового момента двигателя приводит к затягиванию процесса пуска или его срыву, когда момент нагрузки на валу двигателя становится больше момента, развиваемого двигателем [7].
Благодаря простой конструкции, простоте обслуживания и высокой надёжности, распространение получил электропривод на основе асинхронного электродвигателя (АД). Пуск АД осуществляется самыми различными способами. Самый простой из них - прямое включение обмоток двигателя в питающую сеть. При этом наблюдаются два неблагоприятных фактора - большая кратность начального пускового тока и колебательный, затухающий характер пускового момента двигателя. Большие пусковые токи вызывают значительные просадки напряжения на питающих шинах
5 подстанции (при соизмеримой мощности подстанции и двигателя), что
нарушает работу, как других потребителей, подключённых к этой
подстанции, так и самого двигателя. Значительные колебания момента
двигателя на начальном этапе пуска, которые могут превышать 4-г5 кратное
значение номинального момента, создают неблагоприятные условия для
работы механики. Существуют и другие методы пуска: пуск переключением
обмоток со звезды на треугольник, пуск с последовательным включением
токоограничивающих реакторов, пуск с параллельным включением
конденсаторов, пуск с использованием преобразователя частоты или
регулятора напряжения на базе встречно-параллельно включённых
тиристоров [3]. Все эти методы и устройства и пуска двигателя имеют
различные недостатки, поэтому целью данной работы является разработка
устройства пуска нового вида с улучшенными технико-экономическими
показателями.
Энергосбережение в электроприводе
В последнее время большое внимание уделяется проблеме энергосбережения [3,24,25]. Возрастающая потребность общества в энергии может удовлетворяться как за счет увеличения производства энергии, так и за счет ее рационального использования. Если первая возможность неизменно находится в центре внимания ученых и инженеров, то вторая часто недооценивается, совершенно недостаточно разработана теоретически, мало реализуется на практике. Общество тратит громадные ресурсы на производство энергии, в том числе электрической, возрастающие трудности преодолеваются ценой больших материальных, трудовых, интеллектуальных затрат, возникают серьезные экологические проблемы.
Вместе с тем затраты на мероприятия, связанные с энергосбережением, с рациональным потреблением энергии, неадекватно малы, а сами эти мероприятия часто носят случайный, неубедительный характер. Представляется совершенно необходимым изменить акценты и сосредоточить внимание специалистов на том, как расходуется с таким трудом добытая энергия. Энергосберегающие мероприятия в электроприводе особенно важны и эффективны. Основная доля потребления электроэнергии (до 50%) приходится на массовый простейший нерегулируемый электропривод, состоящий из асинхронного короткозамкнутого электродвигателя и устройства включения-отключения и защиты. В перспективе удельное количество таких электроприводов будет уменьшаться, однако абсолютное число останется высоким: ежегодно в развитых странах выпускаются миллионы коротко замкнутых асинхронных электродвигателей небольшой мощности - от долей до единиц киловатт.
Все известные приемы повышения эффективности массового привода могут дать положительный результат лишь при условии правильного выбора двигателя для конкретной установки. Острота этой проблемы связана с тем, что число типоразмеров массовых двигателей, даже при развитой их специализации, неизмеримо меньше числа объектов, где они применяются, а режимы нагрузки (изменение момента нагрузки во времени) чрезвычайно разнообразны. На практике все это приводит к тому, что в подавляющем большинстве случаев двигатели оказываются недогруженными, т.е. фактические значения КПД и cos(p оказываются ниже, иногда существенно, номинальных значений. Эта ситуация наблюдается в массовых, повсеместно распространенных установках, потребляющих половину всей электроэнергии, и ущерб, не очень заметный в каждом отдельном случае, становится громадным.
Принципиально лучшие возможности во многих аспектах, и в том числе в энергосбережении, обеспечиваются при комплектации массового электропривода с короткозамкнутыми асинхронными двигателями дополнительными управляющими устройствами, включаемыми между питающей сетью и статором двигателя. Основания для серьезного обсуждения такого решения применительно к массовому электроприводу появились сравнительно недавно (5-Ю лет назад) в связи с развитием средств силовой электроники и микроэлектроники, резким снижением их стоимости при массовом выпуске. В настоящее время существует широкая гамма устройств: от простейших, управляющих средним напряжением, до весьма сложных, управляющих частотой и амплитудой напряжения по различным законам. Очевидная область применения преобразователей частоты в массовом электроприводе - установки, работающие в продолжительном режиме и требующие регулирования скорости в относительно широких пределах. Этот тип привода, несомненно, будет интенсивно вытеснять применяемый в настоящее время привод постоянного тока или привод переменного тока с другими способами регулирования.
Вместе с тем существует и будет продолжать существовать очень большое число простейших установок, где регулировать длительно скорость не нужно, однако нужно заботиться о формировании переходных процессов, об экономии энергии, о надежной защите, диагностике неисправностей и т.д. В этом широком классе технологических установок, очевидно, целесообразны простейшие устройства, обеспечивающие фазовое управление напряжением, приложенным к статору двигателя. Их масса, размеры и стоимость при одинаковой элементной базе существенно меньше, чем у самых простых преобразователей частоты, а эффект значителен.
Целью данной работы является создание нового вида ПРУ с улучшенными технико-экономическими показателями, повышающее энергоэффективность работы двигателя в установившемся режиме работы за счёт компенсации его реактивной мощности. Основная область применения нового вида ПРУ - пуск двигателя от сети ограниченной мощности, с целью уменьшения пускового тока, потребляемого из сети и увеличения перегрузочной способности двигателя в пусковом и статическом режимах работы. 1. Пуск асинхронных двигателей с короткозамкнутым ротором сопровождается большими электродинамическими усилиями, приводящими к смещению проводников обмотки двигателя друг относительно друга, трению изоляции и, как следствие, к ее пробою. При питании двигателя от сети ограниченной мощности в процессе пуска из-за большого значения пускового тока уменьшается напряжение питания двигателя. Это приводит к уменьшению перегрузочной способности двигателя, что негативно сказывается на эффективности и надежности работы машины. 2. В случае пуска двигателя от сети ограниченной мощности широкое распространение получили устройства пуска на базе конденсаторных компенсаторов реактивной мощности. Однако их применение ограничено из-за невысокой надёжности работы, обусловленной возможностью возникновения резонансных явлений, а также из-за большой стоимости и габаритов, обусловленных использованием неполярных конденсаторов, особенно в устройствах большой мощности (свыше 1МВ-А). 3. В последнее время большое внимание уделяется проблеме энергосбережения. Возрастающая потребность общества в энергии может удовлетворяться как за счет увеличения производства энергии, так и за счет ее рационального использования. Если первая возможность неизменно находится в центре внимания ученых и инженеров, то вторая часто недооценивается, недостаточно разработана теоретически и мало реализуется на практике. 4. Целью данной работы является создание нового вида ПРУ с улучшенными технико-экономическими показателями, повышающее энергоэффективность работы двигателя в установившемся режиме работы за счёт компенсации его реактивной мощности. Основная область применения нового вида ПРУ - пуск двигателя от сети ограниченной мощности, с целью уменьшения пускового тока, потребляемого из сети и увеличения перегрузочной способности двигателя в пусковом и статическом режимах работы.
Ключевые полупроводниковые приборы компенсатора, особенности их выбора и применения
Выбор схемной реализации силового электронного преобразователя во многом определяется типом и параметрами использующихся ключевых элементов. Поэтому особенную важность представляет выбор типа и мощности использующихся в преобразователях ключевых полупроводниковых приборов. На сегодняшний день наибольшее распространение получили три типа ключевых элементов: полностью управляемый тиристор GTO, полностью управляемый тиристор со встроенным драйвером IGCT, биполярный транзистор с изолированным затвором IGBT. Выбор типа полупроводникового прибора определяется такими параметрами, как «мощность коммутации» ключевого элемента, рабочие значения токов и напряжений, частота переключения. Ориентировочный диапазон рабочих параметров различных типов мощных полупроводниковых приборов, приведён в табл.2.1. Следует отметить, что существуют более мощные приборы, но их применение ещё не получило большого распространения. В таблице приведено максимальное допустимое напряжение на ключевом элементе в непроводящем состоянии, обычно оно составляет 50-=-60% от класса напряжения ключа.
Для сравнения различных типов полупроводниковых ключей и выбора наиболее подходящего для конкретной задачи, необходимо оценить следующие параметры прибора: 1) номинальные рабочие значения тока и напряжения ключа (номинальная мощность к юча); 2) рабочий диапазон частоты переключения; 3) КПД ключа - отношение тепловых потерь и потерь управления к номинальной рабочей мощности; 4) схемотехническая реализация и мощность цепи управления; 5) схемотехническая реализация и мощность цепи формирования траектории переключения ключа (ЦФТП или «снаббер»); 6) работа в нештатной ситуации (способность ограничивать ток КЗ, устойчивость к перенапряжению и т.д.).
Рабочее напряжение ключевого элемента выбирается исходя из соответствия класса напряжения прибора его рабочему напряжению табл.2.2. Номинальное напряжение - это напряжение на ключевом элементе при котором справедливы параметры ключевого элемента, приводимые в описании (например - коммутационные потери).
Тиристор GTO обладает наибольшей «коммутационной» мощностью по сравнению с остальными типами полностью управляемых полупроводниковых ключей, но требует сложной и мощной цепи управления. Применяется при сравнительно низких частотах коммутации (50Гц-г150Гц), так как имеет большие динамические потери и большое время переключения. Необходимо использование ЦФТП, причём, на ней при переключении выделяется значительная мощность. Наличие снабберов, сложного и мощного драйвера, приводит к большим затратам при сборке преобразователя по сравнению с использованием IGBT транзисторов и IGCT тиристоров. IGCT тиристор разработан сравнительно недавно на основе GTO тиристора. Название GCT расшифровывается как «управляемый по затвору тиристор» (Gate Commutated Thyristor). Обычно тиристор имеет встроенный драйвер, поэтому к названию прибавляется приставка «Integrated», отсюда полное название - IGCT тиристор. Тиристор IGCT представляет собой «интеллектуальный модуль», содержащий элементы управления и защиты, что обеспечивает наилучшую производительность. Наличие встроенного оконечного каскада управления полупроводниковым прибором улучшает и упрощает монтаж полупроводникового ключа. Как и GTO тиристор, тиристор IGCT имеет относительно небольшие потери проводимости, так как он обладает большей плотностью тока проводимости. Частота переключения тиристора обычно составляет порядка 500Гц, однако в отличие от GTO, максимальная частота переключения ограничена только допустимым уровнем мощности динамических потерь и зависит от возможностей системы охлаждения ключа. Это свойство, учитывая малое время переключения, позволяет управлять тиристором короткими импульсами, с частотой до 40кГц. IGCT тиристор требует наличия ЦФТП на включение для ограничения скорости нарастания тока при включении. Транзистор IGBT отличается от вышеперечисленных ключевых элементов более низкими потерями коммутации. Некоторые особенности использования IGBT транзистора: 1) более высокая частота коммутации по сравнению с остальными типами ключевых элементов (GTO и IGCT); 2) использование без элементов формирования траектории переключения; 3) относительно небольшая мощность драйвера управления; 4) способность ограничивать токи короткого замыкания, путём контроля скорости изменения тока, при помощи управления напряжением затвора транзистора; 5) относительно небольшая мощность полупроводникового ключа по сравнению с остальными типами ключевых элементов (GTO и IGCT); Для управления и защиты IGBT используется «интеллектуальный» оконечный каскад управления, способный контролировать скорость нарастания тока коллектора в процессе коммутации, контролировать падение напряжения на транзисторе для защиты от токов перегрузки, имеющий возможность настройки времён переключения и уровней срабатывания -защит, а также сигнализирующий о различных аварийных ситуациях системе управления компенсатора.
Вычисление мощности компенсации ПРУ
Вычисление значений активной и реактивной составляющих тока задания компенсатора может быть реализовано по методу «мгновенной мощности», известного также как «p-q теория». Этот метод оперирует мгновенными значениями мощности трехфазной системы с нейтральным проводом и без, и справедлив, как для установившихся, так и для переходных процессов. Термин «мгновенная» означает, что мощность, с которой оперирует метод, не является усреднённым параметром, как в классическом представлении, а является значением мощности в данный, текущий момент времени. Принципу теории заключается в вычислении составляющих тока и напряжения в трёхфазной системе посредством выделения различных составляющих её мощности. Мощность трёхфазной системы условно разделяется на активную, реактивную и мощность высших гармоник тока и напряжения. В несбалансированной системе также существует мощность обратной последовательности. В алгоритме вычисления составляющих мощности используются значения токов и напряжений в двухфазной системе координат. Переход от трехфазной системы координат к стационарной ортогональной системе координат осуществляется посредством преобразования Кларка {abc-afi преобразование). Проекции обобщённого вектора тока или напряжения на оси двухфазной системы координат обозначаются как а и /?. Преобразование Кларка справедливо как для симметричной, так и для несимметричной трехфазной системы токов и напряжений. Для получения сигналов напряжений в двухфазной системе координат а-Р используется прямое преобразование Кларка посредством следующих вычислений:
Графически разложение вектора тока показано на рис.3.1. направлением оси «А». Коэффициент перед матрицей в выражении (3.1) выбирается произвольно, так как он отвечает за соотношение амплитуд проекций напряжений трёхфазной и двухфазной систем. Если использовать коэффициент л/2/3 то в формулах прямого и обратного преобразования будет использоваться одинаковый коэффициент, а найденные значения мгновенных мощностей будут иметь правильный масштаб. Если использовать коэффициент 2/3, то в формуле обратного преобразования коэффициент будет равен единице, а амплитуда проекций ia{t) и ip{t) равна амплитуде проекции ia(t).
Если исходная трехфазная система напряжений симметрична, то согласно (3.1) результирующий вектор вращается с частотой сети в двухфазной системе координат а-Р, при этом его модуль равен амплитуде фазного напряжения.
Посредством обратного преобразования Кларка, находятся проекции вектора напряжения на оси трёхфазной системы координат:
Действительная составляющая (3.4) мгновенной мощности p(t) соответствует активной мощности в традиционном представлении. В то же время, мнимая мгновенная мощность q(t) не соответствует традиционной реактивной мощности.
Выражая токи в a-fi координатах как функцию составляющих мгновенной мощности (3.4), получаем: В формуле (3.7) р и gявляются постоянными составляющими мгновенных мощностей р и q, соответствующие активной и реактивной мощности на основной частоте. Составляющая р является переменной составляющей действительной мгновенной мощности р, она связанна с наличием высших гармонических составляющих токов и напряжений. Аналогично q является переменной составляющей мнимой мгновенной мощности q, и также связанна с высшими гармоническими составляющими. В случае наличия токов и/или напряжений обратной последовательности, составляющие р и q несут информацию также и о мощности обратной последовательности.
Для генерации реактивной мощности с целью компенсации реактивной мощности нагрузки необходимо учитывать q составляющую мгновенной мощности. Для генерации активной мощности компенсатора учитывается р составляющую мгновенной мощности компенсатора. Регулятор реактивной и активной мощности компенсатора использует найденные значения активной и реактивной мощности для вычисления мощности задания компенсатора
Токи задания компенсатора определяются по найденным значениям мощности компенсатора и напряжению сети в точке его подключения:
Преимуществом использования теории «мгновенной мощности» является отсутствие необходимости осуществления синхронизации токов компенсатора с напряжением сети. Это обеспечивает хорошее качество управления мощностью компенсатора в динамических режимах работы. Это особенно важно при работе с сетью ограниченной мощности, когда изменение мощности компенсатора приводит к быстрому изменению фазы напряжения сети в точке подключения. Поскольку составляющие мгновенных мощностей р и q, соответствующие активной и реактивной мощности, являются величинами постоянными (или медленно меняющимися в динамических режимах работы), то упрощается их выделение. Постоянные величины р и q выделяются посредством информационных фильтров низких частот (ФНЧ) с минимальной фазовой задержкой и ослаблением выделяемой составляющей входного сигнала. Очень просто и эффективно фильтр низких частот может быть реализован методом среднего значения, когда некоторое количество отсчётов входного сигнала суммируется и делится на количество этих отсчётов (или умножается на коэффициент, равный отношению единицы к сумме этих отсчётов). На рис.3.2 представлена блок-схема системы вычисления тока задания компенсатора с использованием метода p-q теории.
Недостатком теории «мгновенной мощности» является непосредственное использование переменных иа,гір в операции вычисления токов задания (3.8). Это приводит к низкой помехоустойчивости этой системы управления, так как при прохождении случайного импульса по каналу получения информации относительно напряжения сети (например, внешний паразитный сигнал наводки на датчик напряжения сети) будет неправильно рассчитан ток задания компенсатора. Это может привести к колебательному переходному процессу выходного тока и напряжения компенсатора, так как преобразователь является нелинейной системой.
Если вместо напряжения сети в ортогональной системе координат ua,Up в формулах (3.4) и (3.8) использовать единичные сигналы, синхронизированные по фазе и частоте с этими составляющими напряжения, jopnq составляющие мощности будут иметь размерность тока. При этом не используются переменные ua,Up в операции вычисления токов задания вместо них используются единичные синхронизированные сигналы, поэтому метод становится устойчивым к помехам в канале измерения напряжения сети. Этот метод основан на прямом и обратном преобразовании Парка
Расчёт электроэнергетических параметров ПРУ
ПРУ в процессе пуска АД компенсирует реактивную составляющую тока двигателя. Расчёт величины этого тока осуществляется путём измерения тока двигателя, и выделения из него реактивной составляющей при помощи методов цифровой обработки сигналов. Однако на этапе расчёта компонентов устройства ПРУ необходимо определить величину реактивного тока двигателя по обмоточным данных двигателя. Для этого необходимо использовать схему замещения эквивалентной двух фазной машины рис.4.3. В данной работе не приводится методика расчёта обмоточных данных двигателя, так как они могут быть получены у производителя двигателя или рассчитаны по паспортным данным двигателя с использованием известных теоретических и экспериментальных методик расчёта.
Реактивный ток двигателя можно рассчитать, представив схему замещения фазы двигателя (рис.4.3) в виде параллельного включения двух эквивалентных сопротивлений - активного Кэм и индуктивного jX3Ke (рис.4.7).
Сопротивление ветви намагничивания определяется током синхронизма 1С. Ток синхронизма отличается от тока холостого тока (х.х.) тем, что ток х.х. измеряется при несинхронной скорости вращения, т.е. есть в токе двигателя есть часть тока ротора, но этот ток незначителен, поэтому можно считать, что ток синхронизма равен реактивной составляющей тока х.х. (1с 1ор). Реактивная составляющая /оР идет на создание основного поля машины, так как поля рассеяния при х.х. незначительны. Активная составляющая /са тока синхронизма зависит главным образом от потерь в стали статора Рс\, вызванных основным полем, соответствующим главному потоку, и от электрических потерь {mxI2opy\), она мала при малых механических потерях в роторе и электрических потерях в обмотке статора. Но так как в магнитную цепь входит воздушный зазор между статором и ротором, на который обычно затрачивается наибольшая часть МДС всей цепи, то 7ор имеет относительно большое значение, превышающее в несколько раз /оР трансформаторов. Обычно для нормальных асинхронных двигателей при U\ = U\K ток /0 = (0,25-s- 0,40)/ін. Для двигателя мощностью 110кВт на рис.4.8 показано отношение полного сопротивления ротора Z (см схему замещения рис.4.3) к сопротивлению ветви намагничивания соX в зависимости от скольжения. Величина сопротивление ротора находится по формуле Zr{s) = {o)xL2S)2 + {R2ls)2. В диапазоне скольжений s =0,1-4 сопротивление ротора составляет менее 5% от сопротивления ветви намагничивания, поэтому для упрощения расчётов наличием ветви намагничивания можно пренебречь, то есть считать, что ток статора равен току ротора 1Х=12. Так как сопротивление ротора составляет менее 3%, то можно считать, что погрешность расчёта тока ПРУ в пусковом режиме также составит 3%.
Также необходимо отметить, что ПРУ экономически целесообразно использовать для запуска мощных двигателей - мощностью свыше ЮОкВт, а с увеличением мощности двигателей его относительный ток намагничивания уменьшается.
В итоге, схема замещения рис.4.3 может быть преобразована к виду, показанному на рис.4.9:
С учётом этого, параметры схемы замещения рис.4.7 в относительных единицах могут быть найдены через относительные сопротивления обмоток:
Схема замещения ПРУ, двигателя и сети, от которой питается двигатель, показана на рис.4.10. Эта схема замещения одной фазы двухфазной ОЭМ, схема замещения второй фазы аналогична. Сеть представлена При расчёте тока сети, двигателя и ПРУ, в случае компенсации ПРУ всей реактивной мощности двигателя, схема замещения рис.4.10 преобразуется в схему замещения рис.4.11, где реактивное сопротивление )хэт равно бесконечности, так как ПРУ генерирует реактивный ток, равный реактивному току двигателя, поэтому система, состоящая из последовательно включённых двигателя и ПРУ, не потребляет реактивный ток из сети. Амплитуду тока ПРУ в начале пуска можно найти по формуле (4.18), где гэкди хже находятся по формулам (4.14) и (4.15) при = 1. Зависимость тока ПРУ /пдуот полного сопротивления сети показана на рис.4.12. Ток ПРУ, равный реактивному току двигателя, в процессе пуска в несколько раз больше номинального тока двигателя (рис.4.12). Расчёты проводятся на примере ПРУ, рассчитанного на запуск двигателя типа 4АН250М4, мощностью ПОкВт, параметры которого приведены в Приложении 1. сети
Реактивный ток максимален при максимальной величине эквивалентного активного сопротивления двигателя и минимальной величине эквивалентного реактивного сопротивления (схема замещения приведена на рис.4.10), что имеет место в начальный момент пуска. Зависимость эквивалентного активного и реактивного сопротивлений АД от величины скольжения показаны на рис.4.13.
Эквивалентное реактивное сопротивление двигателя (рис.4.13) меньше в шесть раз, чем активное, что обуславливает низкий коэффициент мощности двигателя при пуске (cos( ) = 0.16).
Зависимость амплитуды тока сети и ПРУ в процессе пуска от скольжения при полной компенсации реактивной мощности двигателя показана на рис.14.
Ток сети (рис.4.14) имеет максимальное значение в конце процесса пуска, при минимальном значении сопротивления двигателя гэкв. При помощи производной выражения (4.14), можно найти скольжение, при котором гэт минимально:
Подставив значение скольжения равное sr min в формулу для расчёта тока сети 1С можно найти значение максимального тока сети.
Среднее значение тока сети в процессе пуска, при компенсации реактивной мощности двигателя можно найти по среднему значению активного эквивалентного сопротивления двигателя гжв , в процессе пуска: счто
