Содержание к диссертации
Введение
1. Способы преобразования частоты 7
1.1 Электромашинный преобразователь частоты 7
1.2 Непосредственный преобразователь частоты 10
1.3 Преобразователь частоты с автономным инвертором 14
1.4 Преобразователь частоты с ведомым инвертором 21
2. Определение параметров элементов преобразователя 25
2.1 Определение параметров элементов инвертора и выпрямителя 25
2.2 Реактивная мощность, потребляемая инвертором 28
2.3 Обоснование необходимости управляемого выпрямителя 31
2.4. Индуктивность сглаживающего реактора 39
2.5 Способы улучшения формы выходного напряжения 41
2.6 Запуск синхронного компенсатора 46
3. Система автоматического управления частотой выходного напряжения 50
3.1 Математическая модель преобразователя 50
3.2 Синтез регулятора внутреннего контура 60
3.3 Влияние вариации параметров объекта и регулятора на качество переходных процессов и устойчивость САУ 75
3.4 Синтез регулятора внешнего контура 77
3.5 Цифровая реализация регуляторов 78
3.6 Цифровая реализация системы импульсно-фазового управления 82
3.7 Измерение частоты выходного напряжения 85
4. Экспериментальное исследование макета преобразователя 90
4.1 Назначение макета преобразователя 90
4.2 Состав макета, конструктивные особенности, характеристики и параметры его элементов 90
4.3. Экспериментальное исследование системы автоматического управления частотой 94
Заключение 102
Список литературы 104
Приложения 113
- Преобразователь частоты с автономным инвертором
- Обоснование необходимости управляемого выпрямителя
- Цифровая реализация системы импульсно-фазового управления
- Состав макета, конструктивные особенности, характеристики и параметры его элементов
Введение к работе
Появление в дальневосточном бассейне судов с электрооборудованием; имеющим частоту питания 60 Гц и напряжение 440 В (стандарт США, Японии, Ю. Кореи и некоторых других стран), ставит задачу обеспечения электропитания таких судов с берега при; стоянке, техническом обслуживании и ремонте. Питание таких электроустановок от береговой сети 380 В, 50 Гц связано со снижением напряжения на 20% и приводит к резкому снижению мощности и производительности электромеханизмов судна, а также к неудовлетворительной работе освещения [30, 32, 85].
На сегодняшний день проблема питания судовых потребителей в таких ситуациях решается путем использования штатных судовых дизель-генераторов или мобильных дизель-генераторных установок. Такие решения имеют ряд недостатков:
Для эксплуатации штатного дизель-генератора во время стоянки в судна в доке необходим подвод воды для системы охлаждения дизеля.
Высокая цена электроэнергии по сравнению с береговой.
Высокий уровень шума.
Загрязнение окружающей среды.
Ограниченный і моторесурс и необходимость частого технического обслуживания дизеля.
Создание береговых причальных сетей с частотой 60 Гц нецелесообразно и экономически невыгодно. Требуется мобильная преобразовательная установка, которую можно перемещать к месту стоянки судна. Потребляемая судном мощность для питания с берега обычно составляет 100-ї-ЗОО кВт.
В данном диапазоне нагрузок наиболее приемлемым вариантом является применение тиристорного статического преобразователя частоты со звеном постоянного тока, ведомого синхронным компенсатором. Преобразователи такого типа широко применяются для стабилизации частоты выходного напряжения в ветрогенерных и судовых вало генераторных установках. Они характеризуются высокими динамическими характеристиками, низким уровнем шума^ высокой надежностью.
В упомянутых установках регулирование активной мощности осуществляется путем изменения напряжения синхронного генератора, т.е. изменения входного напряжения преобразователя. В случае питания преобразователя от береговой сети с неизменным напряжением такой способ регулирования невозможен. Наиболее целесообразным является регулирование активной мощности путем изменения углов управления инвертора или выпрямителя преобразователя.
Целью работы является исследование и анализ режимов работы предлагаемого преобразователя, разработка методик расчета отдельных его элементов, а также разработка системы; автоматического регулирования; частоты выходного напряжения преобразователя путем изменения угла управления инвертора.
Для достижения указанной цели в работе поставлены и* решены следующие научно-технические задачи:
Формулировка требований, предъявляемых к синхронному компенсатору преобразователя.
Обоснование выбора индуктивности сглаживающего реактора звена постоянного тока,
Обоснование целесообразности регулирования активной мощности преобразователя изменением угла управления инвертора.
Разработка математической модели преобразователя.
Разработка и обоснование структуры регулятора частоты.
Синтез регулятора частоты для разработанной математической модели преобразователя.
В работе не ставится задача разработки регулятора выходного напряжения преобразователя.
При решении поставленных задач использованы основные положения теоретической электротехники, теории электроники, электропривода, теории автоматического управления, методы численного анализа и математической обработки результатов, а также натурные эксперименты. Расчетные данные получены путем математического моделирования на ПК.
Преобразователь частоты с автономным инвертором
Комбинация с одним ключом на первый взгляд, выгоднее, так как упрощает систему управления и сокращает число ключей. Однако исследования [66, 92, 96, 100] показали, что такая топология;приводит как к большим потерям в проводящем состоянии (цепь состоит из ключа и двух диодов вместо одного), так и к увеличению коммутационных потерь.
Существуют различные стратегии модуляции [75, 90, 98], позволяющие синтезировать систему трехфазных синусоидальных напряжений требуемой частоты. Действующее значение выходного напряжения UBUX ограничено и может составлять не более 0,86 UBX.
Основным недостатком существующих стратегий модуляции является неустойчивость работы преобразователя при изменении нагрузки или входного напряжения, а также при несимметрии-последних. Это происходит из-за отсутствия промежуточного накопителя энергии. Для компенсации искажений необходимо в реальном времени вносить соответствующие изменения в алгоритм модуляции. Этот вопрос до сих пор открыт и; не выходит за рамки отдельных научных статей.
При сбросе нагрузки необходимо также дополнительное устройство защиты от перенапряжения, возникающего за счет ЭДС самоиндукции в индуктивных элементах выходного фильтра.
Высокая стоимость (большое количество полупроводниковых элементов), неустойчивость работы при колебаниях питающей сети и нагрузки, все это ограничивает область применения таких преобразователей электроприводами в составе отдельных двигателей малой мощности.
Автономным инвертором (АИ) называется преобразователь постоянного напряжения в переменное, в приемной сети которого нет источников энергии той же частоты [48, 60, 62, 69, 78, 93]. По характеристике входного источника питания, различаются автономные инверторы тока (АИТ) и автономные инверторы напряжения (АИН).
Типовая схема АИТ показана на рис. 1.6 (на примере включения тиристоров по однофазной мостовой схеме). Основные особенности АИТ: 1. Непрерывный (в предельном случае — идеально сглаженный) ток id , для чего источник питания должен иметь характеристики источника тока. На практике это условие обеспечивается за счет включения на входе инвертора реактора с индуктивностью Ld , создающего во входной цепи режим источника тока. 2.. Емкостный; характер цепи нагрузки инвертора, необходимый для принудительной коммутации вентилей при- указанном- выше характере входной цепи (поскольку при индуктивном- характере цепи нагрузки и наличии; индуктивности в цепи тока id коммутация вентилей была; бы невозможна); и обеспечиваемый за счет включения конденсатора Сі параллельно выходным зажимам і или конденсатора С2 , включенного последовательно с нагрузкой;
Возможность: использования обычных незапираемых тиристоров. При; параллельном конденсаторе тиристоры практически мгновенно переключают входной; ток id , поэтому выходной ток: инвертора, имеет форму знакопеременых импульсов. Напряжение нанагрузке ин зависит от схемы ее замещения, емкости конденсаторов в цепи нагрузки и способа их включения, рабочей частоты инвертора. В; случае параллельного АИТ кривая; этого напряжения оказывается более сглаженной, чем; кривая тока іи. В любом; случае момент перехода кривой выходного напряжения через нуль должен отставать от момента перехода через нуль выходного тока іи, что необходимо для; обеспечения в кривой; напряжения на тиристорах сразу после коммутации; импульса обратного напряжения; в течение времени tq, требуемого для восстановления управляющих свойств.
Достоинством АИТ является лучшая форма выходного напряжения чем і в НПЧ и простота, так как возможно использование обычных незапираемых. тиристоров; без каких-либо, коммутационных узлов. Большим недостатком; является- нелинейная: ниспадающая; внешняя? характеристика АИТ. Это означает, что напряжение на выходе АИТ зависит от величины и характера нагрузки: При использовании АИТ в качестве: преобразователя электропривода питание- инвертора осуществляется; от управляемого выпрямителя, за счет регулирования которого выходное напряжение АИТ поддерживается стабильным или изменяется по определенному закону; Однако при; использовании АИТ с незапираемыми тиристорами в, качестве источника питания для судовой электросети с изменяющимся характером:и величиной нагрузки, поддержание стабильного выходного напряжения и обеспечение надежной коммутации представляется затруднительным.
Применение в качестве ключей IGBT делает возможным АИТ с искусственной коммутацией [32, 68]. В таком инверторе ток коммутируется с частотой много большей частоты первой гармоники выходного напряжения. Схема однофазного АИТ представлена на рис. 1.7.
Обязательным дополнением к IGBT являются дополнительные диоды, включенные последовательно. Это необходимо, так как IGBT не обладают запирающими свойствами для напряжения обратной полярности. Условием коммутации является недопустимость разрыва в цепи сглаживающего реактора L j. Согласно этому условию, существуют следующие возможные комбинации ключей, представленные в табл. 1.
Обоснование необходимости управляемого выпрямителя
Коммутация тиристорного инвертора без подключения на выходе дополнительного устройства накопления или источника энергии невозможна. В рассматриваемом преобразователе этим источником является синхронный компенсатор. При этом возникает проблема его начального запуска [86].
Простейшим вариантом является асинхронный пуск синхронной машины [11]. Вращающий момент возникает за счет взаимодействиявращающегося магнитного поля статора и короткозамкнутой успокоительной \ обмотки; ротора, которая имеются у. большинства судовых синхронных генераторов. Несмотря на свою простоту способ мало пригоден из-за больших перегрузок по току,, возникающих в начальный момент пуска. Запуск: синхронного компенсатора мощностью несколько сотен киловатт может привести к недопустимой перегрузке относительно слабых береговых; сетей.
В тиристорних синхронных электроприводах, а также в некоторых валогенераторных установках, запуск электрической машины производится в режиме вентильного двигателя постоянного тока [11,43, 46, 76].
На фазы синхронной машины подаются импульсы постоянного тока через, соответствующие тиристоры инвертора. При этом предварительно возбужденный ротор начинает поворачиваться, стремясь занять положение, при котором направление его магнитного поля совпадает с направлением магнитного поля статора:
Для: определения момента: переключения обмоток статора необходим, датчик положения ротора. Управление длительностью импульсов осуществляется при помощи управляемого тиристорного выпрямителя.
Процесс разгона должен; начинаться с малых частот ( 0; 1 Гц) и \ иметь малое ускорение (0,05-0,2 Гц/с) во избежание срыва синхронного вращения [46]: Разгон длится до тех пор, пока машина не достигнет минимальной скорости вращения, при которой возможна естественная коммутация инвертора; Эта скорость зависит от конструкции- машины и равна приблизительно 0,1 от номинальной [46, 76]. Изложенный метод имеет определенные недостатки в, случае применения его для: запуска компенсатора? рассматриваемого-преобразователя: 1. Необходим внешний источник питания для системы возбуждения синхронного компенсатора. 2. Необходим управляемый выпрямитель. 3. Необходим датчик положения ротора. 4. Более сложная система управления. 5. Большое время запуска. Другой способ — установка на валу компенсатора дополнительного асинхронного разгонного двигателя [46, 70]. Компенсатор при запуске разгоняется и самовозбуждается в режиме обычного синхронного генератора. После разгона синхронного компенсатора этот двигатель отключается от сети и продолжает вращаться вместе с ротором компенсатора, увеличивая его маховую массу и способствуя накоплению большей кинетической энергии, необходимой для поддержания генераторного режима компенсатора в период возникновения короткого замыкания в сети с целью надежного срабатывания защиты в фидерах. Номинальная мощность этого двигателя определяется мощностью потерь компенсатора и может быть даже меньше этих потерь, учитывая небольшую длительность и редкую частоту запусков. По достижении разгонным двигателем частоты, близкой к номинальной, он отключается, и дальнейший разгон компенсатора до синхронной скорости происходит в режиме питания от тиристорного инвертора. Этот метод характеризуется надежностью и простотой, а также быстротой вывода компенсатора на рабочий режим. С экономической точки зрения для запуска электрических машин средней мощности целесообразнее использовать дополнительный асинхронный разгонный двигатель. 1. Разработана методика расчета реактивной мощности синхронного компенсатора. 2. Установлено, что регулирование активной мощности углом управления выпрямителя не дает никаких преимуществ и увеличивает потребление реактивной мощности от питающей сети. 3. Разработана методика расчета минимальной индуктивности сглаживающего реактора на стороне постоянного тока. Основным требованием является обеспечение непрерывности тока. Предложено производить расчет на основании биений наименьшей частоты, определяемых частотами шестых гармоник переменных составляющих на стороне постоянного тока выпрямителя и инвертора. 4. Проведена оценка качества электроэнергии на выходе преобразователя. В рассматриваемом преобразователе уровень искажений выходного напряжения определяется длительностью процесса коммутации, который в свою очередь определяется мощностью компенсатора. С использованием разработанной математической модели рассчитаны и построены зависимости нелинейных искажений от соотношения полной мощности синхронного компенсатора и активной мощности нагрузки. 5. Проведена оценка методов запуска синхронного компенсатора. Оптимальным методом для компенсаторов рассматриваемого диапазона мощностей является запуск при помощи дополнительного асинхронного разгонного двигателя.
Цифровая реализация системы импульсно-фазового управления
Из рис. 4.8 видно, что в замкнутой системе возникает небольшое перерегулирование-по току. Это обусловлено чистым; запаздыванием в цепи измерения частоты, которое не учитывалось при моделировании (см. п. 314).
Как видно из рисунков 4,9і И-4.10, при набросе и сбросе 50% нагрузки максимальное отклонение, частоты не превышает 1%. Исследования Іпоказали; что в; зоне номинальных нагрузок зависимостью между максимальным отклонением: частоты: и активной: нагрузкой: линейная: Следовательно, при: набросе и сбросе 100% нагрузки отклонение частоты во« время; переходных: процессов составляет не более 2%.
По правилам Морского Регистра судоходства РФ отклонение частоты не должно превышать: 10% во время переходных, процессов и; 5% в установившемся режиме [47]. Таким образом;.длительное отклонение частоты, оказалось ниже: допустимого статического отклонения:. G точки зрения Морского Регистра переходные процессы по частоте отсутствуют.
Если сравнивать длительность расчетных:и действительных переходных процессов по току Іі, то видно,.что, несмотря на перерегулирование, время; первого согласования в реальной установке больше. Это можно объяснить-тем; что при моделировании не учитывался переходный процесс изменения напряжения синхронного компенсатора.
Чтобы оценить, какое влияние на переходный процесс: по напряжению оказывает тиристорный инвертор, исследованы переходные процессы напряжения при набросе/сбросе нагрузки, близкою к чисто реактивной: (cos(p = 0,15), что для: системы: регулирования: напряжения: компенсатора: является г наиболее показательным; Эксперимент проведен, также без . инвертора (синхронная машина работала в режиме генератора с приводным двигателем);
Из рис: 4.11 видно, что,питание синхронного компенсатора от инвертора не оказывает значительного влияния на переходные процессы изменения; напряжения: Как и в генераторном режиме, они обусловлены характеристиками регулятора напряжения. Методики расчета переходных процессов изменения; напряжения, широко освещены в литературе [3- 36, 41,51] и, поэтому; в настоящей работе не рассматриваются. 1. Разработан и изготовлен экспериментальный макет мощностью 20 кВт, параметры которого соизмеримы с параметрами реального преобразователя: 2. Подтверждена работоспособность предлагаемого преобразователя. 3. Подтверждена достоверность и: пригодность разработанных математических моделей. 4. Подтверждена пригодность предложенной; методики- синтеза системы автоматического управления частотой. 5. Подтверждена пригодность предложенного метода измерения частоты. 6. Подтверждена несущественность влияния инвертора на переходный процесс изменения напряжения синхронного компенсатора при набросе/сбросе нагрузки. В ходе диссертационной работы получены следующие научные И: практические результаты: 1. Разработана структура преобразователя частоты для питания судна с берега в виде выпрямителя и инвертора, ведомого синхронным компенсатором, исследованы статические и динамические режимы этого преобразователя и определены параметры его силовой части и системы автоматического управления частотой. 2. Доказана целесообразность, регулирования частоты: путем изменения: угла управления инвертора. 3. Разработаны методика расчета мощности синхронного компенсатора и минимальной? индуктивности сглаживающего реактора в звене постоянного тока преобразователя частоты. 4. Проведена оценка качества электроэнергии на выходе преобразователя. Даны рекомендации по конструкции и настройке фильтров. 5. Обоснован способ начального запуска синхронного компенсатора с помощью маломощного асинхронного двигателя. 6. Получена линеаризованная математическая модель преобразователя, позволяющая аналитически синтезировать регулятор частоты и предложена структура регулятора частоты в виде двухконтурнои системы подчиненного регулирования с внутренним контуром регулирования по постоянному току 1 . 7. Разработаны методики синтеза ПИ-регуляторов по критериям? оптимального модулят и Г.С. Экслби для широкого ряда систем, имеющих передаточную функцию вида W(s) = —2 2 —" Найдены ограничения применения рассмотренных критериев. 8. Предложен алгоритм высокоточного цифрового бесконтактного измерения частоты. Разработана цифровая система управления. 9. Результаты экспериментальных исследований, выполненных на макете преобразователя частоты мощностью 18 кВт, подтвердили достоверность используемых математических моделей, а также методик синтеза регуляторов. Погрешность регулирования частоты в динамических режимах у разработанного преобразователя много меньше допустимой существующими нормами для установившихся режимов. 10. В диссертационной работе изложена научно обоснованная техническая раработка преобразователя частоты для электропитания судна с берега. Внедрение такого преобразователя имеет существенное значение для экономики и экологии портов, снижает стоимость электроэнергии, потребляемой судном при его стоянке или ремонте, расширяет возможности технического обслуживания судовых генераторов.
Состав макета, конструктивные особенности, характеристики и параметры его элементов
Три; таймера синхронизированы с линейными; напряжениями и, служат, для вычисления- периода и частоты, выходного напряжения;. Для этих тайм еров; установлено разрешение по времени: 1,6? мкс,. что при измерении частоты: 50 Гц дает относительную «погрешность измерения s не более 0,008 %.
G четвертым таймером синхронизирована программа управления, котораяг выполняет последовательно следующие функции: Г. Считывание цифрового сигнала тока назыходе АЦП. 2. Цифровая.фильтрация сигнала тока (см: п. 3;5). 3; Расчет частоты выходного напряжения (см. п..3.7); 4. Расчет угла управления:(двухконтурный регулятор (см: п. 3,5)).. 5. Формирование импульсов управления тиристорами (см. п. 316).. Программа управления: вызывается: с частотой 10 кГц, при этом погрешность формирования управляющих импульсов составляет не:более 0,9 при номинальной выходной частоте. Как уже отмечалось в п..3.6, значительно уменьшить эту погрешность, можно было бы при реализации. СИФУ на логических интегральных схемах, работающих с более высокой тактовой частотой.
Несмотря? на. кажущуюся целесообразность, синхронизация; процедуры расчета угла управлениях частотой работы тиристоров5инвертора неприемлема из-за, возникающих при: этом автоколебаний. Это объясняется: тем; что из-за разницы. частот входного и г выходного напряжений: ток 1 содержит пульсации: переменной амплитуды: с. частотой,близкой к частоте работы,тиристоров; т.е: к частоте вызова, регулятора/ Во избежание: возникновения, автоколебаний? частота: вызова, цифрового регулятора тока регулятора должна быть на: порядок выше частоты пульсаций тока;
Чрезмерное увеличение1 частоты вызова; регуляторов» недопустимо;, так как повлечет за собой увеличение погрешности; при интегрировании; из-заг ограниченной разрядности процессора. Исходя из вышеизложенного, запуск процедуры регулятора тока производится каждый цикл программы- (с частотой 10 кГц), а процедура сравнительно медленного регулятора частоты выполняется один раз за пять циклов программы, т.е. с частотой 2 кГц. При этом относительная погрешность интеграторов регуляторов тока и частоты составлет 1 % и 2 % соответственно;
Первым- вопросом экспериментального исследования являлось подтверждение адкеватности і разработанных математических, моделей {исследуются две динамические модели: линеаризованная: и нелинеаризованная.; разработанная- в пакете Matlab Simulink) и реального преобразователя. Для этого рассматриваются, реакции разомкнутой системы (макета и моделей) на ступенчатое изменение: угла управления инвертора и активной мощности нагрузки. Результаты представлены на рис. 4.3-4.6.
Представленные результаты подтверждают, что использование: нелинеаризованной модели объекта дает возможность с достаточной точностью рассчитать переходные процессы в системе. Линеаризованная модель также дает удовлетворительные результаты во всех исследованных режимах за исключением режима ступенчатого увеличения угла. Последнее объясняется тем, что данный эксперимент производился в режиме холостого хода, а индуктивность сглаживающего реактора такова, что при увеличении угла управления ток 1 перестает быть непрерывным. Инвертор и выпрямитель преобразователя имеют в этом режиме нелинейные характеристики.
В замкнутой системе переход в режим прерывистых токов исключен, так как синтез САУ велся из условия минимального перерегулирования по току. Исходя из этого, вышеупомянутая погрешность линеаризованной системы является несущественной.
Вторым вопросом исследования являлась проверка синтезированной системы поддержания стабильной выходной частоты. Результаты моделирования и эксперимента представлены на рис. 4.7-4.10.
Из рис. 4.8 видно, что в замкнутой системе возникает небольшое перерегулирование-по току. Это обусловлено чистым; запаздыванием в цепи измерения частоты, которое не учитывалось при моделировании (см. п. 314).
Как видно из рисунков 4,9і И-4.10, при набросе и сбросе 50% нагрузки максимальное отклонение, частоты не превышает 1%. Исследования Іпоказали; что в; зоне номинальных нагрузок зависимостью между максимальным отклонением: частоты: и активной: нагрузкой: линейная: Следовательно, при: набросе и сбросе 100% нагрузки отклонение частоты во« время; переходных: процессов составляет не более 2%.
По правилам Морского Регистра судоходства РФ отклонение частоты не должно превышать: 10% во время переходных, процессов и; 5% в установившемся режиме [47]. Таким образом;.длительное отклонение частоты, оказалось ниже: допустимого статического отклонения:. G точки зрения Морского Регистра переходные процессы по частоте отсутствуют.
Если сравнивать длительность расчетных:и действительных переходных процессов по току Іі, то видно,.что, несмотря на перерегулирование, время; первого согласования в реальной установке больше. Это можно объяснить-тем; что при моделировании не учитывался переходный процесс изменения напряжения синхронного компенсатора.
Чтобы оценить, какое влияние на переходный процесс: по напряжению оказывает тиристорный инвертор, исследованы переходные процессы напряжения при набросе/сбросе нагрузки, близкою к чисто реактивной: (cos(p = 0,15), что для: системы: регулирования: напряжения: компенсатора: является г наиболее показательным; Эксперимент проведен, также без . инвертора (синхронная машина работала в режиме генератора с приводным двигателем);
Из рис: 4.11 видно, что,питание синхронного компенсатора от инвертора не оказывает значительного влияния на переходные процессы изменения; напряжения: Как и в генераторном режиме, они обусловлены характеристиками регулятора напряжения. Методики расчета переходных процессов изменения; напряжения, широко освещены в литературе [3- 36, 41,51] и, поэтому; в настоящей работе не рассматриваются.
