Системы стабилизированного тока для автоматизированных электроприводов
Приведены основные результаты исследований отдела в области автоматизированного электропривода, направленные на повышение его эффективности и энергосбережение. Представлена новая концепция построения силовой части частотно-регулируемого электропривода с использованием широкополосного LMC-фильтра на...
Saved in:
| Published in: | Праці Інституту електродинаміки НАН України |
|---|---|
| Date: | 2009 |
| Main Authors: | , , |
| Format: | Article |
| Language: | Russian |
| Published: |
Інститут електродинаміки НАН України
2009
|
| Subjects: | |
| Online Access: | https://nasplib.isofts.kiev.ua/handle/123456789/63705 |
| Tags: |
Add Tag
No Tags, Be the first to tag this record!
|
| Journal Title: | Digital Library of Periodicals of National Academy of Sciences of Ukraine |
| Cite this: | Системы стабилизированного тока для автоматизированных электроприводов / И.В. Волков, В.П. Стяжкин, С.В. Подольный // Праці Інституту електродинаміки Національної академії наук України: Зб. наук. пр. — К.: ІЕД НАНУ, 2009. — Вип 23. — С. 64-71. — Бібліогр.: 9 назв. — рос. |
Institution
Digital Library of Periodicals of National Academy of Sciences of Ukraine| id |
nasplib_isofts_kiev_ua-123456789-63705 |
|---|---|
| record_format |
dspace |
| spelling |
Волков, И.В. Стяжкин, В.П. Подольный, С.В. 2014-06-05T13:37:14Z 2014-06-05T13:37:14Z 2009 Системы стабилизированного тока для автоматизированных электроприводов / И.В. Волков, В.П. Стяжкин, С.В. Подольный // Праці Інституту електродинаміки Національної академії наук України: Зб. наук. пр. — К.: ІЕД НАНУ, 2009. — Вип 23. — С. 64-71. — Бібліогр.: 9 назв. — рос. 1727-9895 https://nasplib.isofts.kiev.ua/handle/123456789/63705 621.316:621.314 Приведены основные результаты исследований отдела в области автоматизированного электропривода, направленные на повышение его эффективности и энергосбережение. Представлена новая концепция построения силовой части частотно-регулируемого электропривода с использованием широкополосного LMC-фильтра на входе и синус-фильтра низкой частоты на выходе. Выделены особенности построения систем автоматизированного управления электроприводами со стабилизацией тока в силовых цепях. Наведено основні результати досліджень відділу в сфері автоматизованого електропривода, спрямовані на підвищення його ефективності та енергозбереження. Представлено нову концепцію побудови силової частини частотно-регулюємого електропривода з використанням широкополосного LMC-фільтра на вході та синус-фільтра низької частоти на виході. Виділено особливості побудови систем автоматизованого управління електроприводами зі стабілізацією струму в силових колах. ru Інститут електродинаміки НАН України Праці Інституту електродинаміки НАН України № 8. Відділ систем стабілізованого струму Системы стабилизированного тока для автоматизированных электроприводов Article published earlier |
| institution |
Digital Library of Periodicals of National Academy of Sciences of Ukraine |
| collection |
DSpace DC |
| title |
Системы стабилизированного тока для автоматизированных электроприводов |
| spellingShingle |
Системы стабилизированного тока для автоматизированных электроприводов Волков, И.В. Стяжкин, В.П. Подольный, С.В. № 8. Відділ систем стабілізованого струму |
| title_short |
Системы стабилизированного тока для автоматизированных электроприводов |
| title_full |
Системы стабилизированного тока для автоматизированных электроприводов |
| title_fullStr |
Системы стабилизированного тока для автоматизированных электроприводов |
| title_full_unstemmed |
Системы стабилизированного тока для автоматизированных электроприводов |
| title_sort |
системы стабилизированного тока для автоматизированных электроприводов |
| author |
Волков, И.В. Стяжкин, В.П. Подольный, С.В. |
| author_facet |
Волков, И.В. Стяжкин, В.П. Подольный, С.В. |
| topic |
№ 8. Відділ систем стабілізованого струму |
| topic_facet |
№ 8. Відділ систем стабілізованого струму |
| publishDate |
2009 |
| language |
Russian |
| container_title |
Праці Інституту електродинаміки НАН України |
| publisher |
Інститут електродинаміки НАН України |
| format |
Article |
| description |
Приведены основные результаты исследований отдела в области автоматизированного электропривода, направленные на повышение его эффективности и энергосбережение. Представлена новая концепция построения силовой части частотно-регулируемого электропривода с использованием широкополосного LMC-фильтра на входе и синус-фильтра низкой частоты на выходе. Выделены особенности построения систем автоматизированного управления электроприводами со стабилизацией тока в силовых цепях.
Наведено основні результати досліджень відділу в сфері автоматизованого електропривода, спрямовані на підвищення його ефективності та енергозбереження. Представлено нову концепцію побудови силової частини частотно-регулюємого електропривода з використанням широкополосного LMC-фільтра на вході та синус-фільтра низької частоти на виході. Виділено особливості побудови систем автоматизованого управління електроприводами зі стабілізацією струму в силових колах.
|
| issn |
1727-9895 |
| url |
https://nasplib.isofts.kiev.ua/handle/123456789/63705 |
| citation_txt |
Системы стабилизированного тока для автоматизированных электроприводов / И.В. Волков, В.П. Стяжкин, С.В. Подольный // Праці Інституту електродинаміки Національної академії наук України: Зб. наук. пр. — К.: ІЕД НАНУ, 2009. — Вип 23. — С. 64-71. — Бібліогр.: 9 назв. — рос. |
| work_keys_str_mv |
AT volkoviv sistemystabilizirovannogotokadlâavtomatizirovannyhélektroprivodov AT stâžkinvp sistemystabilizirovannogotokadlâavtomatizirovannyhélektroprivodov AT podolʹnyisv sistemystabilizirovannogotokadlâavtomatizirovannyhélektroprivodov |
| first_indexed |
2025-11-26T01:17:36Z |
| last_indexed |
2025-11-26T01:17:36Z |
| _version_ |
1850601755943895040 |
| fulltext |
УДК 621.316:621.314
И.В. Волков, В.П. Стяжкин, С.В. Подольный
СИСТЕМЫ СТАБИЛИЗИРОВАННОГО ТОКА
ДЛЯ АВТОМАТИЗИРОВАННЫХ ЭЛЕКТРОПРИВОДОВ
Наведено основні результати досліджень відділу в сфері автоматизованого електропривода, спрямо-
вані на підвищення його ефективності та енергозбереження. Представлено нову концепцію побудови силової
частини частотно-регулюємого електропривода з використанням широкополосного LMC-фільтра на вході та
синус-фільтра низької частоти на виході. Виділено особливості побудови систем автоматизованого управлін-
ня електроприводами зі стабілізацією струму в силових колах.
Приведены основные результаты исследований отдела в области автоматизированного электропри-
вода, направленные на повышение его эффективности и энергосбережение. Представлена новая концепция
построения силовой части частотно-регулируемого электропривода с использованием широкополосного LMC-
фильтра на входе и синус-фильтра низкой частоты на выходе. Выделены особенности построения систем
автоматизированного управления электроприводами со стабилизацией тока в силовых цепях.
Системы стабилизированного (неизменного) тока (I=const systems, Current-source
networks, …), разработке и исследованию которых посвящена деятельность отдела систем
стабилизированного тока №8 ИЭД НАНУ, используются практически в любой отрасли элек-
тротехники и многих областях электрофизики. Целесообразность применения таких систем
обусловлена следующими основными соображениями. Во-первых, для определенных типов
электрических нагрузок принципиально невозможно питание от традиционной системы
U=const, как не обеспечивающей их работоспособность и получение нужных технических
характеристик. Во-вторых, для ряда нагрузок питание от системы U=const принципиально
допустимо и зачастую осуществляется, но использование системы I=const обнаруживает у
потребителей новые, подчас неожиданные свойства, эффекты, технические возможности и
технологические удобства, недостижимые при питании их от системы U=const. В-третьих,
для многих устройств принципиально безразлична принятая система питания, однако выбор
в пользу системы I=const диктуется соображениями технико-экономического анализа.
Реализация системы I=const возможна двумя путями: а) применением параметриче-
ских источников тока (ПИТ); б) применением источников тока авторегуляторного типа. Оба
они исследуются, совершенствуются и используются в практических разработках отдела.
Первый из них основан на применении так называемых индуктивно-емкостных пре-
образователей (ИЕП) источников напряжения в источники тока – специфических схем с ре-
активными (L,M,С) элементами, выбранными из условия резонанса напряжений на холостом
ходу, обеспечивающего непредполагаемое на первый взгляд свойство: ток в изменяющейся
нагрузке практически не зависит ни от активного, ни от реактивного сопротивления этой на-
грузки [2]. Второй основан на использовании разнообразных систем авторегулирования с
обратной связью по току нагрузки, в которых в качестве исполнительных органов (активных
элементов) применяются соответствующие устройства силовой электроники и полупровод-
никовые преобразователи.
Системы I=const с ИЕП находят наибольшее применение в тех ситуациях, когда тре-
буются повышенная надежность, долговечность, сравнительно низкая стоимость, необслу-
живаемость, в мощных установках на десятки киловатт – мегаватты (электросварочное обо-
рудование, электродуговые металлургические печи, рольганги, краны, приводы судовых ме-
ханизмов и т.п.). Системы же I=const авторегуляторного типа рационально использовать
при повышенных требованиях к диапазону регулирования и динамическим свойствам источ-
ников питания, минимизации массы и габаритов, при многокомпонентности производствен-
ных агрегатов (системы питания автономных объектов, приводы станков, силовая импульс-
ная техника, электрофизические установки, спецтехника и т.п.). Далее приводятся примеры
© Волков И.В., Стяжкин В.П., Подольный С.В., 2009
последних разработок отдела при использовании обоих способов реализации системы
I=const в автоматизированном электроприводе∗.
I. Применение автоматизированного регулируемого электропривода рассматрива-
ется сейчас как наиболее актуальное и эффективное средство энергосбережения [5].
Основные потери (до 90 %) приходятся на сферу энергопотребления, и именно здесь
должны быть сконцентрированы основные усилия по рациональному использованию элек-
троэнергии. Так как электроприводы потребляют до 70 % всей вырабатываемой электро-
энергии (это характерно для всех развитых стран), наиболее существенная ее экономия
может быть достигнута при использовании регулируемых электроприводов в сочетании с
автоматизацией технологических процессов. Тенденция возрастания применения регули-
руемых электроприводов характеризуется следующими цифрами. Ежегодный рост мирового
рынка продаж электроприводов составляет 7 %, причем в общем объеме ежегодно возрастает
доля асинхронных электроприводов. Так, в 1990 г. она составила 60 %, в 1995 г. – 75 %, в
2002 г. – 82 %, в 2006 г. – 87 %.
В связи с особым значением энергетических показателей cиловой части привода в от-
деле проведены исследования, направленные на повышение ее эффективности. К настояще-
му времени повсеместное распространение получила так называемая AC-DC-AC система по-
строения силовой части частотно-управляемого асинхронного электропривода, содержащая
три основных блока: выпрямитель на входе, инвертор на IGBT-транзисторах с ШИМ управ-
лением и формированием квазисинусоидального напряжения регулируемой частоты на вы-
ходе и батарею электролитических конденсаторов между ними. Такие приводы массово вы-
пускаются ведущими фирмами Европы, США и Японии (ABB, DANFOSS, GENERAL
ELECTRIC, MISUBISHI, TOSHIBA и др.) мощностью от единиц киловатт до нескольких ме-
гаватт, и хорошо зарекомендовали себя в большинстве отраслей промышленности, особенно
после начала применения так называемого векторного управления двигателем и прямым
управлением его крутящим моментом М, пропорциональным регулируемому току в систе-
мах I=const.
Однако два основных недостатка, органично присущих этим приводам, существенно
ограничивают возможность их эффективного использования: 1) генерация в сеть высших
гармоник тока (суммарный коэффициент гармоник – Total Harmonic Distortion - THDi может
без принятия специальных мер достигать 80…90 %); 2) высокая стоимость, большие габари-
ты и пониженная надежность из-за старения батарей электролитических конденсаторов. Оба
эти недостатка преодолены в новой концепции построения силовых цепей частотно-регули-
руемых приводов, разработанной в ИЭД НАНУ [1]. Она базируется: а) на обязательном
включении на входе таких приводов специального широкополосного силового LMC-
фильтра, также разработанного в ИЭД НАНУ и освоенного в серийном производстве рядом
фирм, в частности, канадской фирмой MIRUS International Co под названием LINEATOR [9];
б) на включении на выходе инвертора синус-фильтра, также разработанного в отделе [3], и
особенно эффективного при длинной кабельной связи блока питания с электродвигателем
(шахты, нефте- и газодобыча, подводные работы).
Блок-схема такого привода представлена на рис. 1.
Отличительной ее особенностью является размещение на каждом стержне сердечника
дросселя трех обмоток (для каждой фазы): основной (сетевой) с индуктивностью L1, попе-
речной (в цепи конденсаторов) L3 и компенсационной (выходной) с индуктивностью L2. Та-
ким образом, все девять обмоток оказываются магнитно-связанными, причем три выходных
обмотки включены встречно по отношению к остальным шести. Возможны (и применяются) и
другие комбинации магнитных связей, количества обмоток, немагнитных зазоров дросселей. Каж-
дая модификация дросселей ориентирована на оптимизацию различных параметров фильтра.
∗ Другим разработкам отдела (источники питания электротехнологических и светотехнических установок, ге-
нераторы мощных наносекундных импульсов и др.) будет посвящена отдельная публикация.
Рис. 1. Схема частотно-регулируемого привода с универсальным фильтром гармоник тока
(UHF) на входе и синус-фильтром (SF) на выходе
Включение UHM между питающей сетью и выпрямительным мостом привода, как пока-
зали расчеты, моделирование и эксперименты, приводит к следующим основным эффектам:
– подавления 5- и 7-й гармоник потребляемого из сети тока до уровня 2…4 % и рез-
кому снижению общего THDI до 5…7 %, т.е. до уровня мировых стандартов;
– изменению формы подводимого к плечам моста линейного напряжения, которое в
этом случае становится близким к трапецеидальному;
– увеличению на контролируемую величину среднего значения выпрямленного на-
пряжения;
– увеличению жесткости нагрузочной характеристики выпрямителя.
Эти фундаментальные отличия, связанные с применением UHF (Universal Harmonics
Filter or LINEATOR), приводят к появлению ряда дополнительных положительных качеств,
из которых отметим следующие. Благодаря снижению коэффициента гармоник и коррекции
коэффициента мощности по основной частоте, существенно увеличивается общий коэффи-
циент мощности системы PF (Power Factor). Если в приводах без реактора переменного тока
он составляет 0,75…0,77, в приводах с реакторами – 0,85…0,88, то в системе с UHF – PF =
0,98…0,99. Это значит, что при той же мощности нагрузки соответственно на 30 либо 11 %
снижается эффективное значение потребляемого из сети тока, примерно на столько же
уменьшаются потери напряжения и на 20…70 % уменьшаются потери энергии в питающей
привод сети. Кроме того, в 2…3 раза уменьшается crest-factor, т.е. превышение максимально-
го (пикового) значения тока над действующим, приближаясь к стандартной для синусоиды
величине 1.41. На рис. 2 показаны формы кривых потребляемого из сети тока и напряжения
на питающих шинах для серийного привода (А) и для привода с UHF (В).
Существенным положительным фактором, сопровождающим применение UHF, явля-
ется видоизменение формы подаваемого на выпрямительный мост междуфазного напряже-
ния – с синусоидальной на трапецеидальную, при которой пульсации выпрямленного напря-
жения при той же нагрузке и при том же фильтрующем конденсаторе С оказываются намно-
го меньшими. Например, коэффициент пульсации напряжения на нагрузке 50 кВт, шунтиро-
ванной батареей электролитических конденсаторов емкостью 6000 мкФ, обычно составляет
КП = 0,8…0,9 %, при снижении емкости до 2000 мкФ он увеличивается до 2,5…2,7 %. При
использовании же UHF, как показали расчеты и эксперименты, он равен соответственно 0,34
и 0,92 %. Таким образом, без ущерба для работы электрооборудования можно почти в 3 раза
(!) уменьшить объем и снизить цену дорогостоящих (и отметим попутно, с ограниченным
сроком службы) электролитических конденсаторов. Это преимущество, особенно для приво-
дов большой мощности, трудно переоценить.
а б
Рис. 2. Потребляемый ток и напряжение на питающих шинах привода
Спроектированные в ИЭД НАНУ такие фильтры серийно производятся фирмой
MIRUS International Co на мощности от 5 кВт до 3.2 МВт и работают на сотнях предприятий
США, Канады, Кореи, Бразилии и других стран. В настоящее время налаживается их произ-
водство и в Украине. Фотография UHF для привода мощностью 1000 кВт в сборочном цехе
приведена на рис. 3.
. .
Рис. 3. UHF для привода мощностью 1000 кВт в сборочном цехе
II. Не менее важным новшеством, разработанным в отделе, являются оптимальные
силовые фильтры низких частот (так называемые синус-фильтры), позволяющие радикаль-
но улучшить форму выходного напряжения инвертора привода и дающие возможность рабо-
тать без перенапряжений с длинными кабельными соединениями, нейтрализуя эффект
«длинной линии» [3]. Удалось унифицировать топологию таких фильтров с топологией UHF,
что облегчает создание общей теории силовых ФНЧ. В результате развита теория цепей с
распределенными параметрами в системе привода «ШИМ инвертор – длинная линия – час-
тотно-управляемый асинхронный двигатель» касательно функций перенапряжений в зависи-
мости от продолжительности фронта импульса, длины линии, коэффициентов отражения от
источника и нагрузки, выявлен их двухзонный характер, что позволяет определить диапазон
длин линии, при котором целесообразно использовать дополнительные внешние средства в
соответствии с допустимыми перенапряжениями. Анализ функций перенапряжений относи-
тельно последовательности двух импульсов позволил выявить явление возникновения более
чем двукратных перенапряжений вследствие наложения бегущих волн и определить условия
его возникновения.
Теория синтеза пассивных электрических цепей дополнена модифицированным мето-
дом синтеза по Бруне, что позволило обосновать использование LMC пространства для вхо-
дных и выходных фильтров AC-DC-AC-преобразователей [6].
Выведено уравнение неинвариантных четырехполюсников, которые описывают сим-
метричные трехфазные LMC-фильтры относительно гармоник прямой, обратной и нулевой
последовательностей, что позволяет перейти от шестиполюсной к более простой четырехпо-
люсной оптимизационной задаче.
Разработан метод многоцелевой параметрической оптимизации топологического
множества синус-фильтров, который позволяет получать многофакторные варианты реали-
зации фильтров на основе обобщенных характеристик: амплитудно-частотной дискретной
характеристики линейчатых спектров максимумов для учета ограничений; неинвариантного
прямого и обратного перехода между трех- и однофазной моделями; единого множества ξ-
параметров объединенной передаточной функции; неявного отображения для многоцелевой
оптимизации, аппроксимированного нейронной сетью.
На основе этой теории спроектированы и испытаны силовые синус-фильтры для при-
водов до 200 кВт, надежно работающие с кабелями длиной до 1 км (рис. 4).
Рис. 4. Эпюры напряжения на входе кабеля длиной 700 м в серийном приводе 150 кВт,
60 Гц, 480 В (тактовая частота 4 кГц) (вверху) и с использованием синус-фильтра ИЭД НАНУ
III. Современный электропривод является не только энергосиловой основой, позво-
ляющей обеспечить производственные механизмы необходимой механической энергией,
но и средством управления технологическими процессами, и задачи по реализации качест-
ва производственных процессов в большинстве случаев целесообразно возлагать именно на
системы управления электроприводами. Поэтому, наряду с совершенствованием силовых
цепей электроприводов, большое внимание уделяется и разработке эффективных систем ав-
томатического управления [6–8], тем более что последние позволяют решать большинство
задач энергосбережения. Примером может служить разработанная совместно с НТФ ТЭМС
(Токовые электромеханические системы, Киев) автоматизированная система управления
электроприводами пылепитателей (рис. 5) для регулирования технологических процессов
котлоагрегатов ТЭЦ (АСУЭП).
Эта система благодаря разработке новых алгоритмов управления процессом и созда-
нию управляющих программ и аппаратных средств для их реализации позволила достичь
от 1 до 3% экономии энергетического сырья (угля).
Рис. 5. Функциональная схема углепылепитания котла БКЗ-220-100ГЦ
Черкасской ТЭЦ с приводами и АСУЭП ТЭМС/ИЭД
АСУЭП, введенные в эксплуатацию на двух котлах (БКЗ-210-140) Черниговской ТЭЦ
в 2005 г., на одном котле (БКЗ-220-100ГЦ) Черкасской ТЭЦ в 2008 г., и показали свою рабо-
тоспособность и эффективность при управлении подачей топлива в котел (рис. 6, 7, 8). До
настоящего времени котлы находятся в постоянной работе, НТФ «ТЕМС» осуществляет тех-
нический надзор и сервисное обслуживание АСУЭП.
Особенностями системы являются:
• двухконтурная система регулирования технологических параметров котлоагрегата ТЭЦ
с внутренним контуром частотного регулирования скорости асинхронных электродви-
гателей пылепитателей, использующим аналого-цифровые регуляторы коррекции ско-
рости, и внешним контуром, сформированным действующими на ТЭЦ автоматически-
ми регуляторами с дискретным (релейным) выходом (например, Р27.1) для формирова-
ния обратных связей по технологическому параметру;
• трехконтурная система регулирования технологических параметров котлоагрегата с вну-
тренним контуром регулирования по моменту нагрузки электроприводов пылепитателей;
• раздельное по группам управление электроприводами с коррекцией по скорости каждо-
го электропривода пылепитателя;
• разбежка скоростей электроприводов одной группы не более 1 %;
• рабочий диапазон регулирования скоростей электроприводов 10:1;
• точность поддержания скорости электропривода в группе при изменении момента на-
грузки не хуже 1 %;
• функциональная готовность к работе в АСУТП любого уровня.
Совокупность этих свойств позволяет решить задачу формирования необходимой эпю-
ры факела в котле при минимизации затрат дозируемого топлива, улучшить топочный процесс
при низких нагрузках и повысить маневренные возможности энергоблоков. Рекомендуемое
повсеместное применение такой системы на агрегатах ТЭЦ, промышленных и коммунальных
котельных Украины позволит ежегодно экономить порядка 1-1.6 мли тонн угля.
Рис. 6. Группа пылеуглепитателей котла БКЗ-220-100ГЦ Черкасской ТЭЦ
Рис. 7. Силовой блок Рис. 8. Электроприводы питателей группы А
IV. Система I=const весьма перспективна, как показали совместные исследования
ИЭД НАНУ и ДонГТУ (г. Алчевск), и для мощных электроприводов с асинхронно-
вентильным каскадом (АВК). Применяемая в промышленности традиционная система АВК
использует серийный преобразователь, имеющий в своем составе выпрямительный блок,
связанный с ротором асинхронной машины, и блок ведомого сетью инвертора, выход кото-
рого подключен через согласующий трансформатор к питающей сети, что предопределяет
ряд недостатков, сдерживающих ее массовое использование.
Эти недостатки удалось устранить, применив токопараметрический вентильный пре-
образователь (ТПВП) – устройство, основанное на совместном использовании параметриче-
ского источника тока (ПИТ) и полупроводниковых силовых вентильных комплектов (ВК).
Основная отличительная особенность системы электропривода ТПАВК по отношению к тра-
диционной системе АВК состоит в том, что электрическая машина работает в режиме двой-
ного питания: со стороны статора – от источника напряжения, а со стороны ротора – от ис-
точника постоянного стабилизированного тока (рис. 9).
Электропривод функционирует следующим образом. Через автоматический выключа-
тель ВМ подают на преобразователь ПТПАВК напряжение питающей сети 6 кВ, предвари-
тельно подав сигнал задания частоты вращения (Uзω), соответствующий нулевой частоте
вала двигателя М. Через трансформатор ТV (в случае низковольтной машины может отсут-
ствовать) напряжение сети поступает на ПИТ, который преобразует систему неизменного (по
действующему значению) напряжения на своем входе в систему неизменного тока на выхо-
де. Стабилизированный переменный ток выпрямляется диодным вентильным комплектом
ВК2, а его выпрямленный ток Id = const, обойдя диоды вентильного комплекта ВК1, инверти-
руется в сеть тиристорным вентильным комплектом ВК3, который работает в режиме инвер-
тора, ведомого сетью. Работа ВК3 отличается предельной устойчивостью, так как его угол ин-
вертирования β = const. Величина угла β устанавливается в зависимости от мощности, на кото-
рую рассчитывается ПИТ, в соответствии с регулировочной характеристикой, практически на
полное напряжение Ud2. При этом выпрямленное напряжение Ud2 не должно быть меньше по-
стоянного напряжения Ud1, которое определяется номинальной ЭДС ротора машины М.
Такой привод шахтной подъемной установки позволяет получить следующие поло-
жительные качества:
- увеличивается надежность работы преобразователя, из-за полного устранения пред-
посылок для «опрокидывания» инвертора, так как формирование равноускоренной динамики
электропривода обеспечивается без воздействия на систему управления инвертором;
- тиристорный регулятор переменного напряжения в статорной цепи двигателя делает
систему электропривода полностью бесконтактной, ввиду исключения высоковольтных кон-
такторов для реверсирования и динамического торможения (отпадает необходимость в тири-
сторном выпрямителе для подмагничивания статора двигателя при динамическом торможе-
нии, если двигатель низковольтный);
- не требуются быстродействующие автоматические выключатели и плавкие предо-
хранители для защиты преобразователя вследствие того, что в электроприводе формируется
«упорная» механическая характеристика источником тока в роторе электродвигателя;
- имеется возможность не только реверсировать и тормозить двигатель, но также
обеспечивать в автоматическом режиме любые достаточно сложные многопериодные диа-
граммы работы шахтного подъема;
- коэффициенты сдвига и искажения тока, потребляемого из сети, имеют лучшие по-
казатели (за счет внутренних свойств ПИТ возможно даже получение коэффициента сдвига
емкостного характера).
Применение преобразователя типа ПТПАВК может быть рекомендовано для электро-
привода различных машин и механизмов (в том числе и первой категории), например, как
Рис. 9. Структурная схема АВК с токопараметрическим вентильным преобразователем
шахтные подъемные установки, 90 % которых базируются на асинхронных двигателях с фаз-
ным ротором. Повышенная надежность описанной системы не требует обязательного нали-
чия обслуживающего и наладочного персонала высокой квалификации. Возможно также ис-
пользование ее для питания многодвигательных механически не связанных электроприводов,
с целью синхронизации их вращения.
1. Волков И.В. Новая концепция построения силових цепей частотно-регулируемых асинхронных элект-
роприводов // Техн. електродинаміка. – 1999. – №4. – С. 21–26.
2. Волков И.В., Исаков В.Н. Электроприводы со стабилизированным током в силовых цепях. – М.: Радио
и связь, 1991. – 250 с.
3. Волков І.В., Подольний С.В. Параметрична оптимізація трифазних синус-фільтрів на основі неінваріан-
тної моделі в АС-ДС-АС системах передачі енергії з довгою лінією // Техн. електродинаміка. Темат.
вип. «Проблеми сучасної електротехніки». – 2008. – №4. – С.68–72.
4. Волков И.В., Стяжкин В.П., Михайленко О.В. Тиристорные регуляторы тока в электромеханических
установках транспортирования и дозирования сыпучих материалов // Пр. Ін-ту електродинаміки НАН
України: Зб. наук. пр. – К.: ІЕД НАНУ. – 2008. – Вип. 20. – С. 58.
5. Кириленко А.В., Волков И.В Энергосберегающий асинхронный електропривод // Проблемы автоматизи-
рованного электропривода: Вестн. НТУ «ХПИ». – Харьков, 2008. – Вып. 30. – С. 22–27.
6. Пентегов И.В., Волков И.В., Подольный С.В. Модификация метода синтеза функции минимального
реактивного сопротивления по Бруне // Техн. електродинаміка. – 2009. – №2. – С.3–7.
7. Плугатар О.П. Загальна функціональна схема автоматичного управління двигунами виконуючих ме-
ханізмів для регулювання технологічних параметрів // Пр. Ін-ту електродинаміки НАН України: Зб. на-
ук. пр. – К.: ІЕД НАНУ. – 2008. – Вип. 20. – С.50–51.
8. Стяжкин В.П. От электроприводов с параметрическим управлением к автоматизированным системам
с адаптивным управленим // Пр. Ін-ту електродинаміки НАН України: Зб. наук. пр. – К.: ІЕД НАНУ. –
2007. – Вип.16. – С. 16–19.
9. www.mirusinternational.com
№ 9. ВІДДІЛ РЕГУЛЮВАННЯ ПАРАМЕТРІВ ЕЛЕКТРОЕНЕРГІЇ
УДК 621.314
К.О. Липківський, В.В. Мартинов, Ю.В. Руденко,
В.А. Халіков, А.Г. Можаровський, Б.Б. Лебедєв
ДОСЛІДЖЕННЯ ТА РОЗРОБКА НАПІВПРОВІДНИКОВО-
ТРАНСФОРМАТОРНИХ ПЕРЕТВОРЮВАЧІВ ДЛЯ ЖИВЛЕННЯ
ЕЛЕКТРОТЕХНОЛОГІЧНОГО ОБЛАДНАННЯ
Наведено основні результати, отримані при виконанні науково-дослідних робіт по розробці
напівпровідноково-трансформаторних перетворювачів для живлення електротехнологічного наван-
таження.
Приведены основные результаты, полученные при выполнении научно-исследовательских работ по разра-
ботке полупроводниково-трансформаторных преобразователей для питания электротехнологической нагрузки.
Однією з причин підвищення техніко-економічних показників сучасних електротехно-
логій є застосування як нових електротехнологічних методів – електронно-променевих, дуго-
вих, індукційних, так і нестандартних систем електроживлення, що забезпечують необхідні
параметри цих технологій. Тому дуже важливим виглядає зосередження зусиль на дослідженні
та оптимізації процесів у системі “система живлення – технологічне навантаження”.
© Липківський К.О., Мартинов В.В., Руденко Ю.В., Халіков В.А., Можаровський А.Г., Лебедєв Б.Б., 2009
Розробка нових технологій, що базуються на можливості ефективного використання дії
електромагнітної енергії, ведеться інтенсивно в різних країнах, зокрема – США, Німеччині,
Росії, Латвії, Україні. Результати попередніх досліджень, проведених в Інституті електродина-
міки НАН України, показують, що режими технологічних процесів залежать як від конструк-
тивних особливостей технологічних систем, так і від показників електричних параметрів елек-
троживлення та їх стабільності. Тому дослідження процесів перетворення параметрів електри-
чної енергії та визначення оптимальних режимів електроживлення, що максимально врахову-
ють особливості технологічного обладнання та потреби технологічних процесів, є актуальною
науково-технічною проблемою. Особлива потреба існує в дослідженні процесів у потужних
системах електроживлення для технологічного обладнання через відсутність широковідомих
результатів у застосуванні напівпровідникової техніки в таких системах.
Електронно-променева технологія є одним з перспективних напрямків обробки мате-
ріалів, зокрема – глибокого рафінування металів і сплавів, зварювання різних металів, у пер-
шу чергу тугоплавких, хімічно активних і різнорідних, якісних сталей, високоміцних сплавів
на основі алюмінію і титана.
Використання такого складного процесу, як електронно-променева технологія,
виправдане тим, що іншими способами неможливо одержати високоякісний метал. До того
ж, наприклад, при переплавленні металу електронно-променева технологія дає змогу
відмовитися від застосування електродів, що витрачаються, для чого необхідно окреме
виробництво.
Широке використання в промисловості сучасних електротехнологій, заснованих на еле-
ктронно-променевих, плазмових, дугових, лазерних та інших методах обробки матеріалів, ви-
магає створення спеціалізованих джерел електроживлення. До цих джерел електроживлення,
крім звичайних вимог по регулюванню і стабілізації вихідної напруги або струму, висуваються
специфічні вимоги, що відображають властивості електротехнологічних установок. Це – за-
безпечення працездатності при переході тліючого розряду в дуговий (режим короткого зами-
кання), а також у ряді застосувань – стабільності горіння дуги. У деяких випадках висуваються
підвищені вимоги до енергетичних і динамічних характеристик джерел живлення.
На сьогодні бурхливий розвиток одержав напрямок створення джерел живлення елек-
тротехнологічних установок, які можна об’єднати спільністю характеру навантажень, до чи-
сла яких належать різні види газового розряду. Останні характеризуються як нелінійні нава-
нтаження з малими або навіть негативними внутрішніми опорами, значення яких залежать
від ряду факторів і можуть істотно відрізнятися в статичному і динамічному режимах. Тому
джерела живлення електротехнологічних установок повинні мати характеристики джерел
струму, а в ряді випадків забезпечувати дві зони регулювання, в одній з яких повинні пере-
важати характеристики джерела напруги, в іншій – джерела струму (наприклад, у зварюва-
льних установках). При цьому джерело електроживлення має бути високодинамічним, забез-
печувати нормальну роботу установки від режиму холостого ходу до короткого замикання.
Створення таких джерел з простою і надійною системою регулювання дають змогу забезпе-
чити необхідні характеристики електротехнологічних установок у цілому.
У зв’язку з описаною проблематикою у звітному періоді вирішувалась науково-
технічна задача дослідження електромагнітних процесів у потужних джерелах електро-
живлення електронно-променевих плавильних установок. Ідея досліджень базувалась на
визначенні основних закономірностей технологічних процесів та їх особливостей залежно
від параметрів електроживлення.
Проведено дослідження секціонованого високовольтного джерела живлення з послі-
довним по виходу з’єднанням випрямляючих комірок і з’єднанням вторинних обмоток сило-
вого трансформатора попарно в «зірку» і «трикутник». За допомогою чисельних методів
проведено моделювання процесів і розраховано регулювальні характеристики секціоновано-
го джерела живлення при різних значеннях напруги короткого замикання силового трансфо-
рматора. На рис. 1 зображено графіки зміни вихідної напруги (а, б), коефіцієнта гармонік
вхідного струму (в) і коефіцієнта пульсацій вихідної напруги (г) залежно від відносної зміни
вхідної напруги в інтервалі ±10 %, обумовленого нормами Держстандарту №13109-97, при
номінальному струмі навантаження 12 А. З рис. 1 а, б видно, що підтримання рівня вихідної
напруги в межах області стабілізації на рівні 30 кВ при зміні вхідної напруги в названому ін-
тервалі можливо завдяки зміні кількості включених секцій на виході джерела від N=14 до
N=18 при параметрах трансформатора, що відповідають напрузі короткого замикання UКЗ=2 %.
При параметрах, що відповідають UКЗ=10 %, необхідне число працюючих секцій джерела
більше і становить ряд від N=15 до N=19. Розмір області стабілізації вихідної напруги визна-
чається величиною напруги на виході однієї секції. При мінімальному рівні вхідної напруги
область стабілізації становить 1740 В у випадку UКЗ=2 % і 1600 В у випадку UКЗ =10 %. При
максимальній вхідній напрузі область стабілізації становить 2000 В у випадку UКЗ=2 % і 1950
В у випадку UКЗ =10 %. Таким чином, область стабілізації вихідної напруги даного джерела
живлення зменшується при збільшенні індуктивності розсіювання силового трансформатора.
Коефіцієнт гармонік Кг і коефіцієнт пульсацій Кп при зміні вхідної напруги залежать
від кількості працюючих секцій джерела (рис. 1 в, г). При непарній кількості секцій ці коефі-
цієнти мають більші значення, ніж при парній кількості. Це пов’язано з тим, що при парній
кількості секцій у формі вхідного струму крім першої гармоніки містяться тільки 11-, 13-, 23-,
25-а й інші непарні гармоніки малого порядку. При непарній кількості працюючих секцій у
формі вхідного струму з’являються також істотні за величиною 5- й 7-а гармоніки, характерні
для форми струму у вторинних обмотках трансформатора, з’єднаних у «зірку» або «трикут-
ник». Таким чином, якщо при парному N, коли в джерелі працює однакове число вторинних
обмоток, з’єднаних у «зірку» і «трикутник», у сумарному струмі первинної обмотки 5- й 7-а
гармоніки взаємно компенсуються, то при непарному N і неоднаковому числі працюючих
вторинних обмоток у формі вхідного струму з’являються нескомпенсовані складові – 5- і 7-а
гармоніки. Розходження величини коефіцієнта гармонік при парному і непарному N стано-
вить 1,5 % при UКЗ =2 % і до 0,5 % при UКЗ =10 %.
Коефіцієнт пульсацій Кп при парному N формується сумарною амплітудою випрямле-
ної напруги однакової кількості секцій, включених випрямлячем на вторинні обмотки в «зір-
ку» або «трикутник». Як відомо, у такому випадку формується 12-ти пульсна система вихід-
ної випрямленої напруги. При непарному N (неоднаковій кількості секцій у «зірку» або «три-
кутник») у формі вихідної напруги з’являються некомпенсов ан і складові напруги, що
різко збільшує розмах пульсацій вихідної напруги. При UКЗ = 2 % зміна розмаху пульсацій
становить 0,15 %,
а при UКЗ=10 % –
порядку 0,03 %.
Реалізація
необхідних зна-
чень електромаг-
нітних парамет-
рів, надійності
системи елект-
роживлення і
якості високово-
льтної ізоляції
при впливі бага-
торазових випад-
кових пробоїв у
навантаженні, з
урахуванням вза-
ємозв’язків за-
значених вели-
чин, є складною,
багатокритеріа-
Рис. 1
в
а б
г
льною задачею, що не має однозначного рішення. Тому при розробці електричної схеми й
конструкції джерела високої напруги (ДВН) виник ряд питань, вирішення яких зажадало ви-
конання теоретичних і експериментальних досліджень. Далі коротко розглянуті деякі з них,
що вплинули на вибір основних рішень.
1. Аналіз особливостей високовольтних пробоїв у газорозрядному проміжку електро-
нної гармати з холодним катодом технологічних електоронно-променевих установок (ЕПУ).
2. Розробка структури високочастотного перетворювача енергії промислової мережі у
високу напругу постійного струму, що забезпечує поділ функцій захисту від високовольтних
пробоїв електронної гармати ЕПУ й власне джерела високої напруги з його підсистемами.
3. Розробка й дослідження пристрою забезпечення режиму АПВ (автоматичне повторне
включення) ДВН при режимі очищення катода і у робочому технологічному режимі.
4. Розробка методів і дослідження засобів захисту ДВН від імпульсів розряду паразит-
них ємностей високовольтного трансформатора при високовольтних пробоях у навантажен-
ні. Досліджено метод обмеження швидкості наростання струму розряду прохідної ємності
трансформаторно-випрямляючого модуля (ТВМ) через діоди його випрямляючих комірок у
режимах пробою на виході ДВН за допомогою високовольтного дроселя малої енергоємнос-
ті, з низькою прохідною ємністю й високою електроміцністю. Розраховано декілька варіантів
такого дроселя, виготовлено експериментальний зразок. Випробування, проведені при роботі
ДВН 30-9 як на еквіваленті високовольтного навантаження, так і разом з технологічною
ЕПУ, підтвердили ефективність захисту діодів ТВМ.
5. Розробка методів і засобів захисту електронної гармати ЕПУ високовольтних пробоїв
внаслідок перезаряду паразитних параметрів високовольтної лінії, що з’єднує вихід ДВН і
гармату ЕПУ.
6. Розробка методики і програми розрахунку електромагнітних параметрів високочас-
тотного високовольтного трифазного ТВМ. Розраховано варіанти, що відрізняються типом і
конструкцією магнітного осердя, конфігурацією й числом обмоток високовольтного високо-
частотного трифазного трансформатора, їхнім взаємним розташуванням.
У ході розрахунків були виявлені загальні закономірності, врахування яких дало змо-
гу знизити індуктивність розсіювання цього класу трансформаторів, поліпшити відведення
тепла від випрямляючих комірок ТВМ. Розроблено, виготовлено і досліджено макет однофа-
зного ТВМ із вихідною потужністю 0,9 кВт, а також макет трифазного високовольного ТВМ
із вихідною потужністю 9 кВт. Експериментальні дані дали змогу доопрацювати методики
розрахунку, конструкції окремих вузлів і підтвердити вірогідність одержуваних результатів.
7. Розробка та дослідження засобів захисту інвертора від перенапруг, що проникають з
боку високовольтного перетворювача. Теоретично і експериментально встановлено, що при
наявності індуктивності обмеження короткочасних імпульсів струму великої величини через
паразитні прохідні ємності ТВМ блока високовольтного й вихідного ланцюга інвертора, пе-
ренапруги на вихідних ланцюгах інвертора не перевищують гранично-припустимих значень
напруг перемикаючих транзисторів інвертора навіть при відсутності ємнісного захисту висо-
ковольтного трансформатора за допомогою електростатичних екранів.
8. Дослідження теплових режимів вузлів високовольтного перетворювача. Отримані
експериментальні дані по нагріванню високовольтного трансформатора, діодів випрямляю-
чих комірок та досліджені розподіли температур у конструкції макета трифазного ТВМ, що
дало змогу виробити пропозиції по конструкціях первинних обмоток ТВМ, плат випрямляю-
чих комірок і взаємному розміщенню тепловиділяючих вузлів у баку блока високовольтного
трансформатора. Результати проведених досліджень реалізовані в конструкції ТВМ потужні-
стю 9 кВт із конвективними потоками в ізолюючій рідині для відведення тепла від теплови-
діляючих вузлів, розміщених усередині бака, при природному повітряному охолодженні сті-
нок бака. На підставі отриманих експериментальних даних можна зробити висновок про те,
що вони добре корелюються з результатами розрахунків; теплові навантаження перебувають
у заданих межах і можуть бути навіть збільшені, особливо втрати в міді обмоток ТВМ.
Моделювання та дослідження роботи макета ДВН30-9 у режимах високовольтних про-
боїв у електронній гарматі ЕПУ виконувалося за допомогою допоміжного пристрою – еквіва-
лента розрядного навантаження. Еквівалент розрядного навантаження, призначений для іміта-
ції високовольтного пробою, являє собою послідовне з’єднання повітряного розрядника з кон-
фігурацією електродів типу голка–площина і регульованою відстанню між ними в межах
5…35 мм і резистора навантаження Rload з установлюваним опором у діапазоні 2 Ом…9 кОм.
(рис. 2 а). Для вимірювання струму пробою послідовно з еквівалентом розрядного наванта-
ження, між його низькопотенціальним кінцем і "землею", включений резистор опором
Rіт=1 Ом ± 1 %. Вихід блока високовольтного приєднаний високовольтним кабелем типу
КВЕЛ-60 до високопотенціального електрода розрядника через високовольтний дросель із
індуктивністю Ldr.
Методика вимірювань полягала в наступному. Установлюючи відстань між електро-
дами розрядника, при якому напруга пробою трохи менша вихідної напруги макета ДВН30-
9, за допомогою запам’ятовувального осцилографа GDS-806C вимірялася амплітуда імпуль-
су напруги, створюваного на опорі Rіт струмом пробою. Пробою повітряного проміжку в
розряднику передує поява коронного розряду, наростання струму якого в момент tp (рис. 2 б)
призводить до виникнення лавинного пробою. Із цього моменту опір розрядного проміжку
стає мінімальним і вся вихідна напруга ДВН прикладається до дроселя. Швидкість наростан-
ня струму через дросель залежить від значень його індуктивності та прикладеної напруги.
a
б
Рис. 2
Опускаючи проміжні результати досліджень, наведемо в табл. 1 дані кінцевих випро-
бувань при значенні Uhv= 27,6 кВ, індуктивності дроселя Ldr = 20 мкГн і обмірюваних зна-
ченнях опору резистора Rload, амплітуди напруги UIТ на вимірювальному опорі Riт і відповід-
ної йому амплітуди струму розряду Ipm.
Як було показано в дослідженнях, амплітуда струму при пробоях залежить від приве-
деної ємності на виході випрямляча ДВН, параметрів дроселя і прикладеної напруги. З екс-
периментів виходить, що приведена ємність на виході високовольтного джерела живлення не
перевищує значення 0,79·10-12 Ф.
З цього слідує, що обране значення індуктивності дроселя дає змогу обмежити струм
розряду в режимі короткого замикання (КЗ) виходу на рівні, меншому гранично припустимо-
го значення струму випрямних діодів ДВН30-9. Крім того, дросель одночасно забезпечує
обмеження на цьому ж рівні струму розряду прохідних ємностей між обмотками ТВМ.
Проведені випробування показали, що разом з елект-
ронною гарматою макет ДВН30-9 забезпечує електронний
пучок на виробі при стабільній високій напрузі 25 кВ і регу-
люванні струму електронного пучка в межах 0,05...0,4 А.
Таблиця 1
Rload,
Ом
UIT, В Ipm, А
2300 2,7 2.7
1300 5 5
200 5,2 5,2
100 5,5 5,5
2 5,5 5,5
Таким чином, було експериментально
підтверджено, що спільне застосування мето-
дів високочастотного перетворення енергії,
обмеження вихідного струму інвертора та
обмеження вихідного струму високої напру-
ги, реалізовані в макеті ДВН30-9 при незнач-
ній індуктивності дроселя, малій його енер-
гоємності й малих габаритах, разом забезпе-
чують ефективний захист інвертора, випрям-
ляючих діодів ТВМ, високовольтної ізоляції
високовольтного блока, а також холодного
катода електронної гармати від високовольт-
них пробоїв і, крім того, підвищують надій-
ність роботи ДВН і ЕПУ, одночасно збіль-
шуючи тривалість роботи холодного катода.
З результатів випробувань джерела
ДВН30-9 слідує, що застосування отриманих
результатів у джерелах живлення електротехно-
логічної установки по переплаву титана з уста-
новленою потужністю більше 3 МВт дасть змо-
гу скоротити час плавлення 10…15 т зливка на
20…40 хв, а це пряма економія електроенергії
на одному плавленні в розмірі 1…2 МВт.
У проведених роботах досліджено вплив параметрів струмообмежуючих і рекупера-
ційних ланцюгів на процес вимкнення джерела електроживлення при виникненні переванта-
жень у навантаженні. Визначені оптимальні параметри струмообмежуючих і рекупераційних
елементів силової частини джерела електроживлення, що дасть змогу скоротити до мінімуму
безструмові паузи і не викликають насичення силового трансформатора. Розроблені алгори-
тми управління джерелом електроживлення, що поліпшують його енергетичні характеристи-
ки і запобігають умовам виникнення насичення силового трансформатора при частих пере-
вантаженнях у вихідному ланцюгу. Встановлено, що час селекції для підвищення енергетич-
ної ефективності процесу переплавлення металів не повинен бути меншим за 1 мс.
У звітному періоді проводились роботи також у напрямку розвитку теорії регулю-
вання, дослідження та оптимізації процесів у перетворювачах напруги змінного струму,
орієнтованих на застосування в електротехнологічному та електромеханічному облад-
нанні. Об’єктом дослідження були топологічно різноманітні трансформаторно-ключові ви-
конавчі структури (ТКВС) високоефективних дискретних стабілізаторів напруги (ДС), що
відрізняються високим рівнем електромагнітної сумісності зі споживачем та мережею жив-
лення. Основну увагу при цьому було зосереджено на вирішенні таких наукових завдань.
Визначення зон стабілізації напруги та гарантованого функціонування енергоспожи-
вачів [1]. Продовжено дослідження особливостей формування характеристики вхід-вихід
ТКВС у прямокутному полі стабілізації (ПС), обмеженому по осі абсцис можливими макси-
мальним і мінімальним значеннями вхідної напруги, а по осі ординат допустимими відхи-
леннями вихідної напруги. Виходячи з того, що згідно з діючим в Україні стандартом у роз-
подільчій електромережі можливі максимальні відхилення напруги від номіналу обмежують-
ся на рівні δ=±10,0 %, а всі споживачі повинні витримувати ці відхилення, введено поняття
зони гарантованого функціонування (ЗГФ), яка є дещо ширшою, ніж зона стабілізації. Дета-
льно розглянуто початкову та прикінцеву ділянки характеристики вхід-вихід і встановлено,
що глибина цієї зони GГ є функцією від розрахункової похибки стабілізації δст: GГ = 1,222(1–
–δст)/(1+δст). Як видно, підвищення точності стабілізації призводить до розширення ЗГФ,
хоча навіть при звичайній на практиці похибці ±5 % маємо GГ=1,106.
-20
-10
0
10
20
-80
-40
0
40
-60
-20
20
60 +27,2%
-36,4%
+10%
-10%
+4.33%
-4.33%
Рис. 3Рис. 3
Промодельовано, зокрема, дію ДС, розрахованого на похибку 4,33 % (J=8), при зміні
вхідної напруги у межах 140…280 В, який підключався до мережі з дещо більшими відхи-
леннями напруги від номіналу 129…291 В. Для наочної оцінки очікуваного від врахування
ЗГФ ефекту використано гістограми вхідної та вихідної напруг (рис. 3) для деякої кінцевої
множини (наприклад, 50) випадкових вхідних збурень, яка задавалась за допомогою функції
Rnd мови програмування Visual Basic. Як видно, спостерігається 11 "виходів" вхідної напру-
ги за розрахункові значення, а напруга на навантаженні жодного разу не виходить за макси-
мальні припустимі межі ±10 %. Для варіантів з підвищеною точністю стабілізації кількість
перевищень своєї розрахункової похибки зменшується, до того ж величина цих перевищень
також зменшується. Слід додати, що врахування наявності ЗГФ дає змогу також "розвести"
значення вхідної напруги, при яких відбуваються спрацювання захисту від пере- та недонап-
руги. Все це дозволяє потенційним користувачам ДС висувати менші вимоги щодо глибини
їх діапазону стабілізації без відчутного негативного впливу на роботу споживачів.
Розрахунок секціонованого автотрансформатора у виконавчій структурі ДС з одним
регулюючим блоком [2]. Проведено дослідження двох варіантів виконання силового секціо-
нованого автотрансформатора в якості основного регулюючого блока (РАТ) виконавчих
структур ДС, яке виявило певні резерви щодо зменшення його розрахункової встановленої
потужності Рmax, котра зазвичай приймається рівною півсумі добутків максимальних напруг
та струмів у всіх секціях.
У першому варіанті N ключів об’єднані у єдиний комутатор, розташований на вході
АТ. Це найбільш просте рішення, позитивною властивістю якого є малі втрати у ключах,
оскільки у кожному режимі працює тільки один КЕ, а негативною – велика їх кількість, яка
дорівнює необхідній для отримання заданої точності стабілізації кількості станів (N = J). (За-
уважимо, що встановлення КЕ на виході РАТ при такому функціональному перетворенні
пов’язане зі значним збільшенням
його розрахункової потужності і має
використовуватись лише в разі по-
будови регулятора напруги, який
при незмінній вхідній напрузі дає
змогу дискретно змінювати вихідну
напругу в певних межах).
У другому варіанті виконано
декомпозицію ключів – частина їх
(N1) розташована на первинному, а
друга (N2) – на вторинному боці
РАТ, завдяки чому N=N1+N2, а
J=N1⋅N2>N. Тут позитивною власти-
вістю є менша кількість потрібних
КЕ (або при тій же кількості ключів
більша точність стабілізації), а нега-
тивною – подвоєння втрат у них.
Встановлено, що в обох варі-
антах струм кожної секції РАТ у
процесі стабілізації змінюється, при-
чому струмове завантаження секцій
ні в одному з режимів не буде одно-
часно максимальним. Якщо взяти
напівсуму добутків максимальних
напруг на всіх секціях на їх макси-
мальні струми у j-му стані, то отри-
маємо значення потужності РАТ, на
яку його треба було б розраховувати,
Таблиця 2
САТ1 САТ2
δ, %
max1
min1
U
U
∗
maxjP ∗
maxP ξ, % ∗
maxjP ∗
maxP ξ, %
288
168 0,226 0,350 64,7 0,255 0,323 79,1
271
158 0,275 0,368 74,8 0,310 0,345 89,93
255
149 0,321 0,382 83,9 0,362 0,362 100
315
153 0,296 0,463 64,0 0,348 0,442 78,7
291
141 0,357 0,481 74,0 0,419 0,467 89,64
268
131 0,412 0,496 83,0 0,484 0,484 100
345
140 0,364 0,574 63,4 0,444 0,567 78,4
312
127 0,434 0,596 72,9 0,530 0,594 89,25
282
115 0,498 0,603 82,6 0,608 0,608 100
якби він працював тільки в цьому j-му стані – Рjmax.
Прослідкувати, як при N=9 буде впливати на нормовані за номінальною потужністю
навантаження ∗
maxP та ∗
maxjP зміна припустимої похибки стабілізації δ, можна на основі да-
них табл. 2. (Введений коефіцієнт ξ= ∗
maxjP / ∗
maxP визначає можливий резерв підвищення сту-
пеня використання САТ. Чим він нижчий, тим менші можливі втрати у РАТ відносно втрат,
які були б при одночасному максимальному завантаженні по струму всіх секцій, тим більші
резерви щодо зменшення масогабаритних показників РАТ). Зрозуміло, що при цьому змен-
шення δ супроводжується відповідним зменшенням глибини діапазону припустимої зміни
вхідної напруги G=U1max/U1min=γ9=((1+δ)/(1–δ))9 та внаслідок цього зменшенням встановле-
ної потужності РАТ. До цього ж призводить (проте меншою мірою) зсув вказаного діапазону
в бік зниження при одному й тому ж значенні δ. Коефіцієнт ξ суттєво залежить тільки від
вказаного зсуву і майже не залежить від значення δ.
Особливості комплексування регулювальних блоків багатоелементних виконавчих
структур дискретних стабілізаторів [3]. ТКВС дискретних систем стабілізації напруги
змінного струму, в яких КЕ винесено з кіл силового струму, мають певні позитивні власти-
вості. По-перше, в них можна використовувати напівпровідникові прилади, які розраховані
на значно менші струми, ніж максимальний струм навантаження, наслідком чого є значно
менші площі охолоджуючих радіаторів, тобто значно кращі масогабаритні та вартісні показ-
ники КЕ. По-друге, вони надійніші – навіть при виході з ладу КЕ споживач продовжує отри-
мувати живлення, щоправда, при пониженій напрузі.
У найпростіших ТКВС цього класу використовується кілька регулювальних блоків
(РБ), кожен з яких складається з мостового комутатора на чотирьох напівпровідникових
ключах змінного струму та силового понижуючого вольтододавчого трансформатора (ВДТ),
первинна обмотка якого введена у діагональ цього мосту, а вторинна – у коло силового
струму. Кожний РБ залежно від співвідношення працюючих КЕ може знаходитись в одному
з трьох стійких станів – вольтододавання, прямої передачі та вольтовіднімання, тобто при
двох РБ (більш "грубому" РБ1 з коефіцієн-
том трансформації К1 та більш "прецизій-
ному" РБ2 з коефіцієнтом трансформації
К2<К1) забезпечується загальна кількість
можливих станів J=3×3=9. Крім РБ до
ТКВС зазвичай входить також силовий ав-
тотрансформатор (АТ), функція якого поля-
гає в узгодженні середини діапазону мож-
ливих змін вхідної напруги з номінальною
вихідною напругою. Доцільним з точки зо-
ру мінімізації встановленої потужності АТ є
його розміщення після обох РБ перед нава-
нтаженням.
Доведено, що коефіцієнт передачі по
напрузі такої ТКВС у кожному режимі за-
лишається незмінним за будь-якого взаєм-
ного розташування РБ (КП=К1⋅К2⋅КАТ=
=К2⋅К1⋅КАТ). Проте від цього суттєво зале-
жить співвідношення встановлених потуж-
ностей обох ВДТ. Так, у випадку ДС з по-
хибкою ± 4,06 % у разі розташування РБ1
першим (ближчим до мережі) його потуж-
ність повинна вчетверо перевищувати по-
тужність РБ2, а в разі його розташування
другим це перевищення зменшується до Рис. 4
1,87 (зауважимо, що сумарна встановлена потужність обох РБ залишається практично не-
змінною). Таке ж співвідношення буде й у більш точного ДС (δст=3,56 %). Це засвідчується
гістограмами на рис. 4, де ∗
1ВДТP та ∗
2ВДТP відповідають ділянки з більш та менш щільним
штрихуванням, а ∗
АТP – незаштрихована ділянка (μ=U1min/U1max).
У принципі, в такій ТКВС можна обійтись і без АТ (КАТ=1), проте при цьому, згідно з
[3], погіршується стабільність (похибка зростає до ± 5,65 та ± 4,76 % при μ=0,6 та μ=0,65
відповідно) і загальна встановлена потужність всіх електромагнітних елементів також зрос-
тає (у середньому на 15 %). Все це доводить необхідність використання у цьому класі ТКВС
узгоджуючого автотрансформатора та можливість при виборі оптимального варіанту вихо-
дити лише з міркувань наявності тих чи інших типономіналів магнітопроводів ВДТ.
Порівняння одно- та двотрансформаторних виконавчих органів дискретних стабілі-
заторів змінної напруги [4, 5, 6, 7]. При використанні однотрансформаторних ТКВС в якості
виконавчого органу дискретного стабілізатора можливі різноманітні конфігурації з’єднань
основних складових. Досить часто на практиці силові ключі розміщено у колі силового
струму послідовно з трансформатором – на вході або виході. Проведено порівняльний аналіз
вказаних структур з двотрансформаторними з розділенням потужностей на регульовану та нере-
гульовану, що мають у своєму складі ВДТ та секціонований АТ.
Проведено дослідження встановлених потужностей ЕМЕ для конкретного прикладу
(J=8, G=2). Встановлено, що цей показник найгірший для однотрансформаторних структур
з ключами на виході (приблизно на 35 %). Співвідношення потужностей ЕМЕ між іншими
структурами суттєво не відрізняються і залежать від робочого діапазону: якщо він зміще-
ний у бік нижчих значень вхідних напруг, потужність двотрансформаторної структури бі-
льша. Зміщення його у протилежний бік призводить до того, що потужності ЕМЕ обох
структур стають рівними, а при подальшому підйомі у двотрансформаторної ТКВС потуж-
ність стає меншою. Так, якщо вхідна напруга змінюється в межах 130…260 В, ця величина
для них у порівнянні з однотрансформаторними вища на 11 %, а якщо 145…290 В, то ниж-
ча на 2 %.
Невід’ємною складовою ТКВС є ключі, в якості яких доцільно використовувати тири-
стори або триаки. Дослідження струмів у ключах одно- та двотрансформаторних структур,
які визначають теплові втрати, показує, що у перших їх величина більша, ніж в останніх.
Так, при глибині вхідного діапазону G=1,4…2 співвідношення максимальних струмів зміню-
ється від 6,5 до 3,4 разу, а теплових втрат у КЕ – від 5,9 до 2,8 разу.
Проведено порівняльний аналіз ТКВС за такими важливими для користувача показ-
никами, як маса та вартість. При цьому враховувались елементи, необхідні для практичної
реалізації, внесок яких у загальну величину конкретного показника найбільш суттєвий, а са-
ме: ЕМЕ, силові ключі та радіатори для відведення тепла від ключів. Оскільки конкретні ве-
личини параметрів мають дискретний характер, то при аналізі для спрощення і неперервнос-
ті величин їх залежності було апроксимовано лінійними функціями. Для аналізу було взято
ДС на потужності навантаження Рн= 5; 7,5 й 10 кВА для параметрів ПС, що зазвичай існують
в реальній живлячій мережі.
Результати дослідження сумарної маси основних елементів засвідчили, що при шир-
шому вхідному діапазоні (G=2) для двотрансформаторної ТКВС у порівнянні з однотранс-
форматорною з ключами по виходу, вона суттєво краща (до 30 %). У порівнянні зі структу-
рою з ключами по входу у двотрансформаторної вага дещо (на 9…16 %) більша.
Подібним чином зроблено порівняльний аналіз вартості основних елементів виконав-
чого органу, результати чисельних розрахунків якої представлено у вигляді гістограм (випа-
док для Рн=5 кВА представлено на рис. 5), де наведено ціну конкретних елементів. Більш тем-
ному кольору відповідає ціна АТ, подвійній штриховці – ВДТ, одинарній – радіатора, а світ-
лому кольору – ключів. Зроблено висновок, що ВО з двотрансформаторною ТКВС дешевше
однотрансформаторних. Дослідження свідчать, що найменший виграш – при найширшому
вхідному діапазоні (G=2) дорівнює 25 % при Рн = 5 кВА й 30 % при Рн=10 кВт. Для більш ву-
зького діапазону (G=1,4) він
збільшується й відповідно
складає 35 та 45 %. Найбі-
льшу складову в цю різни-
цю вносить ціна ключів, яка
з підвищенням потужності
зростає, хоча ціна ЕМЕ при
цьому відрізняється мало.
Таким чином, дво-
трансформаторні структури
за сукупністю основних па-
раметрів переважають одно-
трансформаторні, тому їх доцільно застосовувати як виконавчі органи дискретних стабіліза-
торів напруги змінного струму.
Формування та корекція вольт-амперних характеристик. Для джерел струму елект-
ротехнологічних установок одним із основних оціночних показників є і залишається їх
вольт-амперна характеристика (ВАХ). Особливо це стосується джерел живлення установок
дугового зварювання. У авторів є досить наочні і деталізовані приклади візуального іміта-
ційного моделювання та дослідження поведінки сімейства ВАХ джерела струму на базі три-
фазного випрямляча [7]. У першу чергу такий дуговий випрямляч повинен забезпечувати
режим незмінності струму при варіаціях напруги на дуговому проміжку. Ця задача досяга-
ється композицією двох зворотних зв’язків (ЗЗ) – по струму у дуговому проміжку та напрузі
на ньому. При варіаціях значень коефіцієнтів підсилення відповідних кіл ЗЗ втримується ба-
жаний режим стабілізації струму (так звана “штикова” ВАХ) при максимально високих зна-
ченнях вихідної напруги на підходах до цього режиму. Це сприяє стабільності збудження та
горіння дуги. Тобто в системі наявні три варіативні параметри – задаюча (опорна) величина
та два рівні зворотного зв’язку (ЗЗ), по струму та напрузі. Відповідна установка першого па-
раметру є оперативною, тобто визначається користувачем, і повинна задавати струм дуги.
Рівень зворотного зв’язку по струму дуги (ЗЗС) також однозначний, його значення повинно
бути рівно таким, щоб забезпечити максимальну величину струму при відповідно найбіль-
шому значенні опорного параметра (ОП). Залишається лише один параметр, яким проте до-
сить ефективно можливо впливати на крутизну падаючої ділянки ВАХ, – це рівень зворотно-
го зв’язку по напрузі (ЗЗН) на дуговому проміжку. Так, у даному прикладі приблизно на 80
% діапазону ОП забезпечується режим стабілізації струму дуги (Id), за виключенням (20 %) –
країв його діапазону, де наяву буде погіршення режиму стабілізації струму. Виправити такий
стан можливо зміною значення рівня ЗЗН (Ku) у бік його збільшення на 50…70 % у порів-
нянні з рівнем, відповідним середині діапазону регулювання струму (табл. 3), що особливо
необхідно в зоні великих струмів.
Таблиця 3
Id (А) 5 50 100 150 200 250 300 350 400 450 500
Ku 1,17 1,02 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,02 1,14 1,60
У необхідність зміни Ku найбільший вклад вносить нелінійність регулювальних хара-
ктеристик, пов’язана з формою напруги живлення. Проте є й інші причини – статичність сис-
теми регулювання, змінність параметрів передаточної функції випрямляча по управлінню.
Проте інколи за технологічних умов доводиться формувати і більш складні форми
ВАХ. Наприклад, при крапельно-дуговому перенесенні матеріалу електрода в зону шва часто
виникає так зване “залипання” електрода, чим створюються некомфортні умови роботи зва-
рювальника і т.п. Це можливо усунути відповідним збільшенням величини струму в момент
замикання дугового проміжку. При цьому за рахунок інтенсифікації виділення тепла буде
відбуватися прискорене руйнування перемички між краплею та власне електродом і віднов-
0
0.2
0.4
0.6
0.8
1 (т.грн)
ВДТ
G=1.4
64.3%
G=1.6
69.0%
G=1.8
72.6%
G=2.0
75.6%Ключі Радіатор
АТ
Рис. 5Рис. 5
лення горіння дуги. Формально ВАХ такої системи на своїй вертикальній ділянці повинна
мати ступінь у зоні малих напруг, а ширина ступеня повинна бути рівна приросту струму,
необхідного для відновлення дугового проміжку. Аналіз варіантів реалізації показав, що
більш прийнятною є відповідна зміна рівня ЗЗС, а не значення ОП. Реально це проста зміна
коефіцієнта підсилення, яка відбувається стрибком при зниженні напруги в зоні зварювання
нижче деякого значення, що відповідає замкненому стану дугового проміжку. Таким чином,
у системі окрім основного регулювання – струму дуги – вводиться ще один параметр – регу-
лювання струму КЗ. Інколи перевага надається плавному, а не ступінчатому наростанню
струму при КЗ. При цьому технологічні процеси можуть носити більш м’який характер за
рахунок меншого розбризкування металу із зони шва, оскільки різке ступінчате наростання
струму сприяє вибухоподібному його виносу за його межі, збільшує динамічне навантажен-
ня на обмотки силового трансформатора і т.п. [8]. Реалізація такого принципу функціонально
дещо складніша, адже потребує плавного зменшення рівня ЗЗС при умові відповідного зме-
ншення напруги на дуговому проміжку від заданого рівня, проте схемотехнічно це не викли-
кає ніяких труднощів.
На основі даних досліджень були спроектовані системи управління для універсальних
зварювальних випрямлячів ВДУ-505, що використовуються також і в установках напівавто-
матичного зварювання [9]. (За актом впровадження від 20.12.2008 науково-виробничим під-
приємством "Плазма", м. Ростов-на-Дону, Росія, у 2008 р. виготовлено більше 120 екземпля-
рів ВДУ-506).
У 2009 р. згідно з планом робіт за темою "Ренап" дослідження у вказаному науковому
напрямку буде продовжено.
У подальшому планується виконати цикл досліджень, орієнтованих на створення ос-
новних положень узагальненої теорії регулювання напруги змінного (випрямленого) струму,
зокрема, методологічних основ моделювання та розрахунку виконавчих структур систем ре-
гулювання (стабілізації), розширення їх функціональних можливостей.
1. Липківський К.О., Можаровський А.Г. Дискретні стабілізатори напруги змінного струму – зони стабі-
лізації та зони гарантованого функціонування споживачів // Техн. електродинаміка. Темат. вип. "Проблеми су-
часної електротехніки". – 2008. – Ч.2. – С. 87–88.
2. Липківський К.О. Особливості розрахунку одиночних секціонованих автотрансформаторів з різними
режимами роботи // Техн. електродинаміка. – 2008. – №4. – С. 39–42.
3. Липківський К.О. Особливості комплексування регулювальних блоків дискретних стабілізаторів на-
пруги змінного струму // Техн. електродинаміка. – 2008. – №6. – С. 29–36.
4. Липковский К.А., Халиков В.А., Можаровский А.Г. Двухтрансформаторная ТКИС – эффективный ис-
полнительный орган дискретных стабилизаторов переменного напряжения // Техн. електродинаміка. Темат.
вип. "Проблеми сучасної електротехніки". – Ч.4. – 2008. – С. 59-63.
5. Липківський К.О. Особливості розрахунку секціонованого автотрансформатора у складі ТКВС дискре-
тного стабілізатора напруги // Пр. Ін-ту електродинаміки НАН України: Зб. наук. пр. – К.: ІЕД НАНУ, 2008. –
Вип. 20. – С. 70.
6. Можаровський А.Г. Дискретні стабілізатори напруги змінного струму з двотрансформаторними вико-
навчими структурами: Автореф. дис. … канд. техн. наук: Спец. 05.09.12 – "Напівпровідникові перетворювачі
електроенергії". – Київ, 2009. – 20 с.
7. Халіков В.А., Липківський К.О., Шатан О.Ф. Шляхи та засоби вдосконалення установок електродуго-
вого зварювання // Техн. електродинаміка. – 2009. – №1. – С. 77–80.
8. Халіков В.А. Перехідні процеси при комутації трансформаторів і можливості їх уникнення // Пр. Ін-ту
електродинаміки НАН України: Зб. наук. пр. – К.: ІЕД НАНУ, 2008. – Вип. 20. – С. 46–47.
9. Халіков В.А., Можаровський А.Г., Шатан О.Ф., Паханьян В.М. Контролери установок електродугово-
го зварювання в середовищі захисних газів // Техн. електродинаміка. – 2008. – №5. – С. 17–22.
|