Содержание к диссертации
Введение
1. Анализ электромагнитных переходных процессов при пуске асинхронного двигателя 10
1.1. Выбор математической модели асинхронного двигателя 11
1.2. Электромагнитный момент двигателя при пуске 19
1.3. Вектор потокосцепления статора при пуске 24
1.4. Вектор потокосцепления ротора при пуске 29
Выводы по главе 37
2. Разработка принципов и алгоритмов управления комбинированным пуском 40
2.1. Разработка функциональной схемы системы управления 40
2.2. Моделирование работы системы управления 44
2.3. Система управления с ограничением пусковых токов 52
2.4. Сравнение комбинированного способа пуска с пуском от регулятора напряжения 58
2.5. Построение замкнутой системы управления пуском с обратной связью по скорости 66
Выводы по главе 70
3. Энергетические характеристики комбинированного пуска 73
3.1. Активная, реактивная мощность, коэффициент мощности 73
3.2. Потери активной мощности, коэффициент полезного действия 77
3.3. Гармонический состав токов 81
Выводы по главе 86
4. Экспериментальные исследования системы управления комбинированным пуском 88
4.1. Варианты реализации силовой схемы 88
4.2. Защита силового ключа от перенапряжения 93
4.3. Разработка микропроцессорной системы управления 105
4.4. Результаты экспериментальных исследований 112
Выводы по главе 115
Заключение 117
Литература 121
- Электромагнитный момент двигателя при пуске
- Сравнение комбинированного способа пуска с пуском от регулятора напряжения
- Гармонический состав токов
- Защита силового ключа от перенапряжения
Введение к работе
Актуальность работы. Как известно, пуск асинхронных электродвигателей (АД) прямым подключением к сети имеет несколько серьезных недостатков. При питании от автономных генераторов или электрических сетей ограниченной мощности, особенно в конце линии электропередачи, падение напряжения на внутреннем сопротивлении источника питания и этой линии при протекании больших пусковых токов приводит к просадке напряжения в сети, что отрицательно сказывается на работе другого подключенного к ней оборудования (компьютеры, связь, терминалы релейной защиты и др.), а сам двигатель может не запуститься из-за снижения пускового момента пропорционально квадрату просадки напряжения. Кроме того, значительные пусковые токи могут привести к срабатыванию защитной аппаратуры, отключению от электропитания и остановке технологических агрегатов. Прямой пуск асинхронного электродвигателя сопровождается 6-8 кратным броском пускового тока, что связано со значительными усилиями, действующими на проводники, расположенные в лобовых частях обмотки электродвигателя. Это приводит к постепенному нарушению (перетиранию) изоляции и преждевременному выходу двигателя из строя по причине короткого замыкания витков обмотки. В связи с этим асинхронные двигатели допускают ограниченное число пусков за период эксплуатации. Отрицательное влияние на механические передачи технологических агрегатов связано с тем, что в течение 15...20% времени разгона электродвигателя электромагнитный момент содержит вынужденную и свободную составляющие в виде знакопеременного момента с амплитудой, зависящей от начальных электромагнитных условий в момент пуска. В самом неблагоприятном случае ударный электромагнитный момент может в 3-4 раза превысить критический момент двигателя и в 7-10 раз - номинальный момент. Пиковые моменты переменного знака приводят к постепенному увеличению зазоров в механических соединениях между двигателем и механизмом, а в ряде случаев вредно сказываются и на технологическом процессе, где такие механические нагрузки недопустимы (например, конвейеры в которых происходит вытягивание ленты, вентиляторы и смесители при существовании опасности деформирования лопастей, системы транспортировки развешанных, уложенных или хрупких материалов при возможности их раскачивания, падения или рассыпания).
Основным способом плавного пуска асинхронных двигателей, получившим широкое распространение благодаря относительно низким затратам на реализацию, является использование тиристорного регулятора напряжения. За счет плавного повышения напряжения в значительной степени снижаются броски пускового тока и уменьшается свободная составляющая момента. Основным недостатком этого способа пуска является значительное снижение пускового момента, что не позволяет использовать его не только для механизмов с активной и реактивной нагрузкой, но в ряде случаев и для механизмов с вентиляторной нагрузкой. Кроме того, использование тиристорного регулятора напряжения обуславливает ухудшение энергетических характеристик, таких как потери энергии, коэффициент мощности и гармонический состав токов и напряжений.
Увеличение пускового момента (при отсутствии бросков тока) и улучшение энергетических характеристик устройств плавного пуска являются приоритетными задачами для асинхронного электропривода. Для решения этих задач большой интерес представляет векторно-импульсный способ пуска, заключающийся в том, что статор двигателя подключают к сети импульсно, когда вектора потокосце-плений ротора и статора занимают в пространстве определенное взаимное положение. Подробные исследования этого способа, позволяющие реализовать его на
практике, не проводились. Поэтому задача решения проблемы плавного пуска мощных асинхронных двигателей простыми техническими средствами, на основе способа векторно-импульсного управления, поставленная в диссертационной работе, является актуальной.
Цель работы. Целью диссертационной работы является разработка конкурентоспособных асинхронных электроприводов на основе векторно-импульсного способа управления, обеспечивающих плавный пуск с регулируемым ограничением тока, отличающихся повышенным пусковым моментом и улучшенными энергетическими характеристиками.
Для достижения поставленной цели необходимо решение следующих основных задач:
исследование существующих способов плавного пуска асинхронных электродвигателей и особенностей векторно-импульсного способа пуска;
разработка математической модели асинхронного двигателя в режиме векторно-импульсного управления, исследование динамических режимов пуска методами математического моделирования;
определение алгоритма подключения статора к сети для получения электромагнитного момента требуемой величины и знака;
разработка принципов построения и вариантов реализации системы управления пуском асинхронного двигателя на основе векторно-импульсного алгоритма;
проведение теоретических и экспериментальных исследований разработанной системы электропривода.
Методы исследования. Теоретические исследования проводились с использованием аналитических и численных методов решения алгебраических уравнений и систем дифференциального и интегрального исчисления, методов структурного моделирования. Разработанные алгоритмы реализованы в виде программных модулей для пакета визуального программирования SIMULINK математического пакета MATLAB R2007b. Экспериментальные исследования проводились в промышленных условиях на специально созданной экспериментальной установке путем прямого осциллографирования основных параметров с последующей их обработкой.
Научная новизна разработок заключается в разработке устройства плавного пуска с принципиально новой системой управления, реализующей векторно-импульсный способ пуска.
Теоретически обоснованы и экспериментально подтверждены основные зависимости и способы управления координатами асинхронного электродвигателя при векторно-импульсном управлении.
Предложено математическое описание, разработаны структурные схемы и создан программный продукт для моделирования работы асинхронного электродвигателя в режиме векторно-импульсного пуска.
Разработана система управления, обеспечивающая определение положения вектора потокосцепления ротора и подключение обмоток статора к сети в требуемые моменты времени в режиме широтно-импульсной модуляции, за счет чего обеспечивается положительный электромагнитный момент и ограничение тока статора на заданном уровне.
Теоретически и экспериментально доказано, что предложенная система управления обеспечивает плавный пуск асинхронного двигателя, причем среднее значение электромагнитного момента двигателя при ограничении пускового тока на уровне 2.5 - 3.5 от номинального больше, чем при пуске от тиристорного регулятора напряжения. При этом обеспечиваются значительно меньшие потери энер-
гии и меньшая величина коэффициента несинусоидальности тока статора.
Практическая ценность и реализация работы состоит в том, что в результате проведенных теоретических и экспериментальных исследований:
разработано устройство плавного пуска асинхронных электродвигателей, обеспечивающее больший пусковой момент, чем у традиционных устройств на основе тиристорного регулятора напряжения, регулируемое ограничением тока и улучшенные энергетические характеристики. Простота предложенной силовой схемы позволяет реализовывать малогабаритные и недорогие устройства плавного пуска, в том числе и для высоковольтных асинхронных двигателей;
разработанная система автоматизированного электропривода опробована на лабораторной установке. Экспериментально доказана возможность осуществления плавного пуска асинхронного двигателя по предложенному алгоритму.
Обоснованность и достоверность научных положений, выводов и рекомендаций подтверждается правомерностью принятых исходных положений и предпосылок, корректным применением методов математического моделирования, применением классических методов теории электропривода и теории автоматического управления, практической реализацией и экспериментальными исследованиями разработанной системы электропривода.
К защите представляются следующие основные положения:
Алгоритм подключения статора асинхронного двигателя к сети, сочетающий принцип векторно-импульсного управления с широтно-импульсной модуляцией фазных напряжений статора, и обеспечивающий получение электромагнитного момента требуемой величины и знака.
Алгоритм определения положения вектора потокосцепления ротора асинхронного двигателя по величинам фазных ЭДС статора, наводимых магнитным полем ротора в моменты отключения статора от сети.
Принципы построения системы управления пуском асинхронного двигателя, работающей по алгоритму векторно-импульсного управления с широтно-импульсной модуляцией.
Математическая модель системы векторно-импульсного управления, учитывающая условия коммутации управляющих элементов силовых ключей.
Результаты теоретических и экспериментальных исследований разработанного устройства плавного пуска.
Апробация работы. Основные положения и результаты диссертационной работы докладывались и обсуждались на VI Международной (XVII Всероссийской) конференции по автоматизированному электроприводу АЭП-2010 (г. Тула), на международной конференции The IEEE Region 8 SIBIRCON 2010, International Conferens on "Computational Technologies in Electrical Engineering" (г. Красноярск), на Всероссийской научно-практической конференции студентов, аспирантов и молодых ученых «Энерго- и ресурсосбережение. Нетрадиционные и возобновляемые источники энергии» (г. Екатеринбург, 2009 г.); на межрегиональной научной конференции молодых ученых и аспирантов «Наука и производство Урала» (г. Ново-троицк, 2009-2011 г.г.); на научно-технических семинарах кафедры автоматизированного электропривода и мехатроники (г. Магнитогорск, 2009-2011 г.г.).
Публикации. Основное содержание работы опубликовано в 8 печатных трудах, в том числе 2 статьи в ведущих рецензируемых научных журналах, рекомендованных Высшей аттестационной комиссией Минобрнауки России.
Структура и объем работы. Диссертационная работа состоит из введения, четырех глав, заключения, списка литературы из 51 наименования. Работа изложена на 126 страницах машинописного текста, в том числе 81 рисунок и 9 таблиц.
Электромагнитный момент двигателя при пуске
Если уравнение электромагнитного момента асинхронного двигателя, приведенное в системе (1.1), выразить через вектора потокосцеплений статора и ротора Ч и Ч 2, то получится следующее выражение.
Из полученного выражения видно, что величина и знак электромагнитного момента определяются произведением векторов , и Wj, то есть зависят от величины этих векторов и угла между ними. Для получения информации о положении векторов потокосцеплении статора и ротора, с помощью разработанной математической модели вычислим величину и положение этих векторов при холостом пуске АД. Наиболее наглядно информацию о положении этих векторов можно представить в виде круговой диаграммы, показанной на рис. 1.7
На круговой диаграмме показаны положения векторов потокосцеплений в определенные моменты времени в неподвижных осях а - (3. Шаг между соседними метками делений составляет 0,001 с. Для примера, на диаграмме показаны положения векторов потокосцеплений статора -Ч и ротора -W3 через 0.01 секунду после пуска АД. Для проведения анализа необходимо сопоставить круговую диаграмму с графиками скорости и момента, приведенными на рис. 1.8 - 1.9. Кроме того, на рис. 1.10 приведен график изменения угла Ац /2 между векторами потокосцеплений Wj и 4 , также полученный с помощью математической модели. На графиках метки делений тоже соответствуют приращению по времени в 0,001 с.
С помощью круговой диаграммы на рис. 1.7 построим положение векторов потокосцеплений в моменты времени 0,01 (уже показаны на диаграмме), 0,02, 0,03 и 0,04 с. При этом первые три момента времени соответствуют положительному знаку электромагнитного момента, а последний - отрицательному. Векторные диаграммы, соответствующие заданным моментам времени, приведены на рис. 1.11.
В соответствии с выражением (1.8) величина и знак электромагнитного момента определяются мнимой частью произведения вектора потокосцепления статора 4J1 и сопряженного вектора потокосцепления ротора Ч7 . На рис. 1.11 построен сопряженный вектор Ч І и штрихпунктирной линией показано направление векторного произведения Ч Ч . Очевидно, что проекция вектора , Т2 на ось мнимых значений, совпадающую с осью р, будет положительной в первых трех случаях (t = 0.01, 0.02 и 0.03 с.)и отрицательной при t = 0.04 с. Следовательно, и электромагнитный момент должен быть положителен при t = 0.01, 0.02 и 0.03 с, и отрицателен при t = 0.04 с, что подтверждается графиком изменения момента на рис. 1.9.
Угол Лф;2 между векторами потокосцеплении Ту и % принимает значения соответственно 29, 69, 20, -4. Отсюда можно сформулировать условие для определения знака электромагнитного момента, которое можно использовать на практике при реализации системы управления пуском АД: электромагнитный момент положителен, если вектор потокосцепления статора опережает вектор потокосцепления ротора (то есть угол Дф/2 0). При этом максимальное значение момента (пропорциональное мнимой части векторного произведения Ч7, т]) будет достигаться, если вектор , опережает вектор Ч 2 на 90 (то есть Дф;2 =90). Это условие подтверждает график изменения угла Дф/2 между векторами потокосцеплении Ч и Ч 2, приведенный на рис. 1.10.
Таким образом, для построения системы управления пуском АД в функции угла между векторами Ш, и Ч необходимо выявить факторы, влияющие на положение этих векторов и научиться определять их положение, используя параметры двигателя, доступные для измерения или вычисления (фазные напряжения, токи и т. д.).
Сравнение комбинированного способа пуска с пуском от регулятора напряжения
Как уже отмечалось раннее, векторно-импульсный алгоритм включения силового ключа работает только на начальном этапе пуска, когда угол между векторами потокосцеплений ротора и статора может превышать 180.
В предложенной системе плавного пуска время работы векторно-импульсного алгоритма можно оценить по величине сигнала «On» (рис. 2.10), который равен нулю, если угол между векторами превышает 180 (запрещает включение силового ключа) и единице, если угол находится в диапазоне от 0 до 180 (разрешает включение силового ключа). Таким образом, при работе устройства плавного пуска в векторно-импульсном режиме этот сигнал представляет собой последовательность импульсов, а при переходе к режиму регулятора напряжения он постоянно равен единице. В качестве базового режима для сравнения методов пуска примем пуск при статическом моменте нагрузки Мс =0 и моменте инерции Jz =0.13 кг-м2 с ограничением пускового тока на уровне 2.5 от номинального значения. Графики изменения угловой скорости и электромагнитного момента двигателя при комбинированном пуске, соответствующие данным условиям, приведены на рис. 2.12. Для этого случая время работы устройства по алгоритму векторно-импульсного управления составляет всего 0.017 с при общем времени пуска 0.97 с. Однако выигрыш в величине пускового момента по сравнению с пуском от регулятора напряжения возможен не только при работе устройства в векторно-импульсном режиме, но и при дальнейшем пуске, вследствие более благоприятных электромагнитных условий на момент перехода к режиму регулятора напряжения.
Для сравнения в среде Matlab, в программе структурного моделирования Simulink, была создана модель устройства плавного пуска с тиристорным регулятором напряжения (ТРН), представленная на рис. 2.15. Модель включает в себя асинхронный двигатель с реактивной нагрузкой (аналогичный модели на рис. 2.2), трехфазный источник (Ua, Ub, Uc), две группы встречно-параллельно включенных тиристоров (VS1-VS4) в фазах «А» и «В». Фаза «С» подключена напрямую к источнику питания, то есть в модели используется схема неполнофазного тиристорного регулятора напряжения, чаще всего применяющаяся при реализации устройств плавного пуска малой и средней мощности. Для управления тиристорами используется стандартный блок из библиотеки Simulink - «Synchronized 6-Pulse Generator», входными сигналами для которого являются фазные напряжения с датчиков напряжения ДНІ -ДНЗ (АВ, ВС, СА) и угол управления тиристорами «alpha_deg». Формирование угла управления производится с помощью источника линейно убывающего сигнала Ramp. Выходными сигналами блока являются импульсы управления для 6 тиристоров, из которых только 4 используются в модели.
Условия моделирования приняты те же, что и для комбинированной системы - пуск при статическом моменте нагрузки Мс = 0 и моменте инерции Js =0.13 кг-м2. Так как точного ограничения пускового тока в рассматриваемой системе добиться сложно, то для сравнения с комбинированной системой темп изменения угла управления тиристорами выбирается таким, чтобы время пуска было аналогичным графикам на рис. 2.12. Графики изменения скорости и момента АД при пуске с помощью ТРН показаны на рис. 2.16, график изменения тока фазы «А» статора асинхронного двигателя - на рис. 2.17.
Время следует, что при одинаковом времени пуска (средние значения электромагнитных моментов равны), максимальная амплитуда тока статора при пуске с помощью ТРН составляет примерно 50 А (при 30 А у устройства комбинированного пуска) и величина пускового тока изменяется в процессе пуска в отличие от устройства комбинированного пуска, где она постоянна. Кроме того, если рассмотреть токи остальных фаз (на рис. 2.17 не показаны), видно, что питание АД осуществляется несимметричной системой токов. Несимметрия токов приводит к ухудшению эксплуатационных и энергетических характеристик АД.
График изменения электромагнитного момента показывает, что на начальном этапе пуска наблюдаются отрицательные пики момента, хотя их амплитуда и меньше, чем при прямом пуске. Таким образом, снижение напряжения при пуске, по крайней мере для электроприводов с высоким приведенным моментом инерции, не решает проблему знакопеременных ударных нагрузок. Угол между векторами потокосцеплений ротора и статора (рис. 2.18) изменяется в диапазоне ±180, это говорит о том, что вектор потокосцепле-ния статора совершает несколько оборотов вокруг вектора потокосцепления ротора, как и при прямом пуске.
Для сравнения двух способов пуска были проведены исследования зависимости времени пуска от кратности пускового тока при пуске с помощью ТРН. Условия моделирования приняты такими же, как при моделировании комбинированного пуска (таблица 2.2). Результаты моделирования приведены в таблице 2.3. По времени пуска электропривода рассчитаны величины среднего электромагнитного момента двигателя (приближенно, из основного уравнения движения электропривода (1.6) при известном значении приве-денного момента инерции Jz =0.13 кг-м ).
На рис. 2.18 приведены графики зависимостей средней величины пускового момента от кратности пускового тока для комбинированного пуска (кривая 1) и пуска с помощью ТРН (кривая 2). Видно, что при одинаковой кратности пускового тока комбинированный пуск обеспечивает большее значение электромагнитного момента. При кратности пускового тока 2.5 в комбинированной системе средний электромагнитный момент будет в 0,75/0,41 = 1,83 раза больше, при кратности 3,5 в 1,34/0,65 = 2,06 раза. При больших значениях кратности пускового тока характеристики сближаются, что объясняется приближением к условиям прямого пуска и в одной, и в другой системе. Однако наибольший практический интерес представляет именно работа систем при кратности пускового тока 2,5 - 3,5, и в этих условиях система комбинированного пуска обладает явным преимуществом.
Помимо среднего значения электромагнитного момента за все время пуска, большой интерес представляет сравнение пусковых диаграмм на начальном этапе. На рис. 2.19 представлены графики изменения момента и скорости в первые 0.25 секунды пуска комбинированным способом, а на рис. 2.20 - при пуске с помощью ТРН. Очевидно, что во втором случае наблюдаются знакопеременные колебания электромагнитного момента, приводящие к уменьшению темпа разгона. Амплитуда первого положительного пика момента составляет 50 Нм, тогда как при прямом пуске она равна 150 Нм.
Система комбинированного пуска обеспечивает плавное нарастание момента до среднего значения примерно 12 Нм. Затем момент колеблется около этого среднего значения с амплитудой порядка 5 Нм, причем амплитуда колебаний постепенно уменьшается. В результате разгон электропривода в системе комбинированного пуска осуществляется плавно, с постоянным угловым ускорением, и общий темп разгона получается значительно выше, чем при пуске с помощью ТРН.
Гармонический состав токов
Как известно, при питании АД от тиристорного регулятора напряжения кроме основной гармоники присутствуют нечетные гармоники: 5-я, 7-я, 11-я, 13-я и т.д. При таком способе управления осуществляется дискретное воздействие на асинхронный двигатель и в течение периода питающего напряжения 0,02 с при частоте 50 Гц происходит чередование схем подключения статорных цепей двигателя к трехфазной питающей сети в следующей последовательности: трехфазное подключение, двухфазное подключение разных фаз, отключение всех фаз двигателя. В связи с этим даже в установившемся режиме наблюдаются пульсации момента двигателя с частотой 300 Гц [9].
Гармонический состав токов меняется в течение времени пуска как у устройства комбинированного пуска, так и у тиристорного регулятора напряжения. Это связано как с изменением алгоритма работы (переключение с векторно-импульсного пуска на широтно-импульсное регулирование напряжения), так и с изменением угла управления тиристорами или времени открытия силового ключа. Форма тока в установившемся режиме пуска (от 0.4 до 0.5 с) для тиристорного регулятора напряжения показана на рис. 3.10, а для устройства комбинированного пуска (в те же моменты времени) - на рис. 3.11.
Помимо того, что форма тока для тиристорного регулятора не является синусоидальной, наблюдается значительная несимметрия фазных токов. Для устройства комбинированного пуска фазные токи симметричны.
Для анализа гармонического состава токов в процессе пуска можно использовать быстрое преобразование Фурье, позволяющее вычислить амплитуду определенной гармоники и построить графики зависимостей амплитуд основных гармоник от времени. Кроме того, в системе Matlab Simulink есть функция, позволяющая вычислять коэффициент несинусоидальности (THD) по мгновенной величине тока. Как уже упоминалось, при питании АД от регулятора напряжения наибольшую амплитуду имеют нечетные гармоники: 5-я, 7-я, 11-я, 13-я и т.д. Именно их амплитуду целесообразно вычислить с помощью алгоритма быстрого преобразования Фурье. Графики изменения амплитуд этих гармоник в процессе пуска для тиристорного регулятора напряжения представлены на рис. 3.12, для устройства комбинированного пуска -на рис. 3.13. Амплитуда основной (первой) гармоники на графиках не показана, так как она значительно больше амплитуд высших гармоник и характер ее изменения для обоих типов устройств плавного пуска примерно одинаков. График изменения коэффициента несинусоидальности тока в процессе пуска для тиристорного регулятора напряжения показан на рис. 3.14, для комбинированного пуска - на рис. 3.15.
Как видно из графиков, амплитуда основных гармоник тока при комбинированном пуске значительно меньше, а значение коэффициента несинусоидальности практически в течение всего времени пуска находится в районе 0,1. Для тиристорного регулятора напряжения коэффициент несинусоидальности при пуске изменяется от 0,18 до 0,25, причем в начальный момент пуска наблюдается его значительное повышение (до 0,35), что обусловлено малым временем отпирания тиристоров.
В целом, анализ энергетических характеристик устройства комбинированного пуска подтверждает сделанные ранее выводы о том, что предложенный алгоритм управления с широтно-импульсной модуляцией силового ключа улучшает гармонический состав токов и уменьшает потери в двигателе, особенно по сравнению с тиристорным регулятором напряжения. При этом устройство комбинированного пуска обеспечивает значительно большую величину пускового момента при пуске с ограничением тока на уровне 2,5-3,5 от номинального, возможность точного ограничения пускового тока и работы в замкнутой системе регулирования.
Защита силового ключа от перенапряжения
Выбор силового электронного ключа для устройства плавного пуска работающего по векторно-импульсному принципу в области высоких напряжений (более 300 В) и относительно низких частотах (1 ... 10 кГц) является серьезной проблемой. Ошибка в выборе может привести к тому, что устройство не сможет реализовать свои возможности, будет рассеивать слишком большую мощность и в итоге, станет неконкурентоспособным.
На рис. 4.3 представлена диаграмма рекомендуемых областей применения современных полностью управляемых силовых полупроводниковых приборов [36]. Расчетные токи, протекающие в силовом электронном ключе, изменяются в диапазоне от 20 до 100 А, напряжение изменяется от 500 до 1500 В. Анализ графика, представленного на рис. 4.3, позволяет сделать вывод, что при напряжениях от 1 до 6,5 кВ и токах от 100 до 1000 А преимущественно применяются IGBT транзисторы.
Тем не менее, IGBT транзисторы имеют ряд технологических недостатков, ограничивающих область их применения. Один из наиболее серьезных -наличие времени рассасывания не основных носителей заряда в базе биполярной части IGBT и способность транзисторов и драйверов к защелкиванию. Причиной защелкивания IGBT транзисторов является наличие триггерной структуры, образованной биполярной частью IGBT и паразитным NPN транзистором. Залогом надежной работы силового преобразовательного устройства является корректное подключение входов силовых ключей. Для уменьшения влияния распределенной индуктивности линий связи схема управления затворами должна располагаться максимально близко к модулю IGBT. В ряде случаев, например при управлении параллельным соединением ключей, выполнение этого требования затруднено. Если расстояние между драйвером и входами силового ключа превышает 5 см, соединение должно быть выполнено витой парой. Оптимальным решением, особенно для преобразователей высокой мощности, является размещение драйвера непосредственно на корпусе IGBT.
Устройство плавного пуска АД, реализующее векторно-импульсный способ управления, содержит один или несколько мощных IGBT транзисторов, коммутирующих обмотки асинхронного двигателя. При выключении транзистора на нем возникают значительные перенапряжения, вследствие возникновения ЭДС самоиндукции на индуктивностях рассеяния обмоток асинхронного двигателя LK и паразитных индуктивностях монтажа схемы Lp. Причем индуктивность рассеяния двигателя значительно превышает индуктивность монтажа. Таким образом, величины перенапряжений на транзисторе в устройстве комбинированного пуска будут значительно больше, чем в преобразователях частоты со звеном постоянного тока, где определяющим фактором является именно индуктивность монтажа. Схемы замещения, поясняющие механизм возникновения перенапряжения на ЮВТ-транзисторе для разных вариантов силовых схем, приведены на рис. 4.4, где полярности напряжений и ЭДС соответствуют случаю, когда запирание транзистора производится при положительном напряжении фазы «А» сети и отрицательном -фазы «С». Видно, что независимо от выбранного варианта силовой схемы напряжение на транзисторе в момент запирания определяется по формуле: UK3= A+ec+eaa+eGC+ep; где: еА, ес - мгновенные значения фазных напряжений питающей сети (их сумма равна мгновенному значению линейного напряжения сети); еаа есс" ЭДС индуктивностей рассеяния в фазах «А» и «С» двигателя; ер - ЭДС паразитной индуктивности монтажа.
Наибольшая величина перенапряжения будет получаться в том случае, когда запирание транзистора производится при амплитудном значении линейного напряжения. Величина ЭДС на индуктивностях рассеяния и монтажа зависит от величины этих индуктивностей и скорости изменения тока. Таким образом, величина напряжения в момент коммутации может значительно превышать амплитуду линейного напряжения, что может привести к выходу транзистора из строя [37] при неправильном выборе максимального напряжения коллектор-эмиттер IGBT транзистора.
Классический способ снижения перенапряжений, связанный с уменьшением паразитных индуктивностей за счет специального монтажа силовых цепей, в данном случае не дает большого результата, так как основную часть индуктивности составляет индуктивность рассеяния двигателя, влиять на которую невозможно. Поэтому единственным возможным вариантом защиты транзистора является применение специальных защитных цепей (так называемых «снабберных цепей»). Кроме индуктивности рассеяния на величину пика напряжения влияет значение тока, протекавшего через транзистор в момент коммутации. Величина тока может быть различной в зависимости от режима работы пускателя: номинальный режим, пуск, короткое замыкание. Следовательно, при проектировании цепей защиты необходимо предусмотреть различные варианты защиты для нормальных и аварийных режимов.
В нормальном режиме транзистор отключается при величине тока, превышающей номинальную в 1 - 5 раз (определяется кратностью пускового тока). Для предотвращения индуктивных всплесков напряжения целесообразно применять классическую защитную цепь, состоящую из конденсатора, резистора и диода (рис. 4.5) [38-40].
В аварийных режимах работы величина тока значительно превышает номинальное значение, и рассмотренная выше защитная цепь не может обеспечить защиту от перенапряжения. В этом случае применяют специальные схемы, обеспечивающие замедление темпа выключения или принудительное открытие транзистора при возникновении перенапряжения [41]. Пример такой схемы приведен на рис. 4.7. В этой схеме при напряжении на коллекторе, превышающем суммарное напряжение открывания быстродействующих стабилитронов VD2 - VDn, транзистор VT1 принудительно открывается, при этом напряжение на коллекторе транзистора снижается.
Основным недостатком рассмотренных методов защиты является то, что снабберные RC-цепи принимают запас энергии, накопленный в индуктивности схемы при запирании транзистора. При последующем отпирании конденсатор разряжается через силовую цепь транзистора и энергия, накопленная в нем при коммутации, преобразуется в тепловую энергию, выделяющуюся на транзисторе и резисторе снабберной цепи. Вследствие этого увеличиваются потери энергии на силовом транзисторе, что приводит к увеличению габаритов радиатора и ухудшению энергетических характеристик устройства плавного пуска. Наибольшие потери мощности возникают на резисторе снабберной цепи. Примерная зависимость мощности, рассеиваемой на резисторе Рсн от номинальной мощности двигателя Рн, приведена на рис. 4.8. Мощность рассчитана по формуле (4.3), в качестве исходных данных приняты номинальные данные асинхронных короткозамкнутых двигателей серии 4А.
Одним из факторов, влияющих на величину пика напряжения при запирании IGBT-транзистора, является скорость нарастания тока, зависящая от скорости запирания транзистора [41]. Скорость запирания определяется разрядом емкости затвор-исток через сопротивление, подключенное к затвору транзистора. Увеличение этого сопротивления приводит к уменьшению скорости нарастания тока и, как следствие, к уменьшению пика напряжения. Однако при этом значительно возрастают потери на переключение в силовом транзисторе.
Интересный метод уменьшения пика напряжения, позволяющий минимизировать потери на переключение, описан в статье [42]. Суть метода заключается в том, что процесс выключения транзистора начинается с резистором в цепи затвора минимальной величины. В результате обеспечиваются высокая скорость запирания и малые потери. После того, как величина напряжения на коллекторе транзистора превысит определенное значение (обычно чуть большее, чем напряжение шины постоянного тока), сопротивление в цепи затвора резко увеличивается, что приводит к уменьшению скорости запирания и пика напряжения. Для применения данного метода в устройстве комбинированного пуска была разработана схема драйвера IGBT-транзистора, позволяющая реализовать данный метод (рис. 4.10). Схема состоит из компаратора DA1, на котором напряжение коллектор-эмиттер IGBT-транзистора, поступающее через делитель напряжения R1-R2, сравнивается с опорным напряжением Uref. Величина опорного напряжения и сопротивления делителя подбираются таким образом, чтобы срабатывание компаратора происходило при напряжении коллектор-эмиттер 550 В. Если напряжение меньше, то на выходе компаратора устанавливается отрицательное напряжение. При этом транзисторы Q2 и Q3 открыты, a Q1 закрыт. Таким образом, управляющее напряжение на затвор силового транзистора при отпирании подается через сопротивление R3 и диод VD1, а при запирании разряд емкости затвора идет через открытый транзистор Q3 и сопротивление R3. Как только напряжение коллектор-эмиттер становиться больше 550 В, на выходе компаратора устанавливается положительное напряжение, транзисторы Q2 и Q3 закрываются, a Q1 открывается. В разрядную цепь затвора включается сопротивление Roff, которое уменьшает скорость запирания транзистора.
