ПОЛУПРОВОДНИКОВЫЙ ЭЛЕКТРО­ПРИВОД

УПРАВЛЕНИЕ РЕВЕРСОМ

Будем считать, что при реверсе (торможении противовключе-

нием) к электродвигателю приложена система напряжения обрат­ной последовательности:

Uas=VniCOS (^i + Yl)»

“bs -■= Um cos ('‘i+Yi-f 2*/3); (3.29)

ucs= Um COS (vf - Tl— 2ir/3), обобщенный вектор которой Us2 может быть записан в следующем виде: и82(г)=итє~}Те~І111 или в операторной форме ms2(/?) =

=Ume~nt/(p-{-j) (при номинальном напряжении на двигателе

Un= 1).

При реверсе с нулевыми начальными условиями (Сгн==0, С,-0= = Сг) потокосцепления ротора и статора описываются первым и третьим уравнениями системы (3.17). Установившиеся значения потокосцеплений определяются из следующих выражений:

УПРАВЛЕНИЕ РЕВЕРСОМ

vn* Uте js) JJ f /ц>,' .

(3.30)

^Syo - и+рда+ъ) ~u>"e *

07 _ Ume ^'ksarf TJ p—iltn ГрІЧз'

-ry0 (j + Pi)(j + Pt) m 2


Значения D'i, Z)'2, ф'ь ф'2 могут быть рассчитаны по (3.10), (3.11), так как D=DU D'2=D2, tg фі=—tgy'u І£ф2=—І£ф'2.

При питании двигателя системой напряжений (3.29) и нуле­вых начальных условиях постоянные интегрирования определяют­ся следующим образом:

С - U е~п' n + ^r’-l* г,, --/т, ft + V-fo.................................................................

(А + /)0>і-Л) ' т (Л + iHft-ft)

(З. ЗІ)

/~* /V л—/Ті ^Sar. Л л—/Ti ^sar

(Pi ~Ь ]) ІРі Рг) (/’2 4" ./) (^2 /і)

Хотя вид уравнений при пуске (ю=0, s=l) и реверсе (<о^1, s^2) с затухшим полем аналогичен, из-за различия корней ха­рактеристического уравнения и постоянных интегрирования, зави­сящих от скорости, максимум момента при реверсе может в 1,1— 1,6 раза превышать ударный момент при пуске [39]. Для огра­ничения ударного момента применяются те же способы, что и при управлении пуском, в частности, формирование во времени пита­ющего напряжения.

При тиристорном управлении режим реверса с нулевыми на­чальными условиями не является характерным, так как из-за ко­ротких перерывов в питании перевод из двигательного режима в тормозной начинается практически при максимальной величине незатухшего поля ротора, поэтому влияние электромагнитных переходных процессов может проявиться наиболее сильно.

Для разработки методов управления режимом реверса при не­нулевых начальных условиях рассмотрим векторы 'Fsyo, 'FVyo, 'Fso, 'Pro, от значения и фазового сдвига которых зависят свободные составляющие потокосцеплений (3.14) и приращение магнитного потока в переходном режиме.

Установившиеся потокосцепления 'Psyo и Ч'гуо рассчитываются по (3.30) при s^2. Фазовый сдвиг 'Fsyo по отношению к напряже­нию uS2, т. е. угол фі'=(0,4-^0,48)я, а фазовый сдвиг 'f'Vyo по от­ношению к us2, т. е. угол (0,75-4-0,95).л. Таким образом, в об­

ласти СКОЛЬЖеНИЙ, блИЗКИХ К Двум, аргументы ВеКТОрОВ 'Fsyo и lFryo различны и их разность Aq/=(p'2—фі'=(0,4-5-0,5)я. Отноше­ние модулей этих векторов может быть определено из следующего выражения:

ТгуЛу. = VW 7(V2 + *“)• (3.32)

Как показывает анализ (3.32), при s = 2 значение 'f'Yyo у ко­роткозамкнутых двигателей в 5—10 раз меньше, чем 'Psyo - Эти значения для ряда двигателей приведены при 5=2 и Um= 1 в табл. 3.2.

Рассчитывая начальные условия при реверсе (векторы *Fs0, xFr0), будем считать, что до реверса электродвигатель работал в установившемся режиме(co=const). Начнем отсчет времени с мо­мента отключения его от сети.

Таблица 3.2

Тип электро­двигателя

4 syO

/ • <p,

vry0

-'i! *2

4A132S6Y3

0,898

0,38n

0,1

0,845я

4А132М6УЗ

0,912

0,38л

0.099

0,858rc

MTKF111-6

0,868

0,422jt

0,18

0,8n

MTKF112-6

0,885

0,423л

0,22

0,81я

Из условия постоянства потокосцепления замкнутого ротора после разрыва статорных цепей [38] запишем равенство

^Л+0)=ЧЧ-0),

где ХР, (—0) и ^(-f-O) — обобщенный вектор потокосцепления ротора в момент перед отключением статора и в первый момент после отключения статорных цепей.

Так как после отключения статора £s=0, то

(+0)=*Fr(-f-0) kr=Wr (-0) kr, (3.33)

т. e. векторы гРв(+0) и (—j—0) синфазны, а их модули практи­чески равны между собой, так как kr^. Условие Ч'Ts=kry¥r со­храняется в течение всего интервала времени, когда двигатель отключен от сети. Решая систему (3.1) с учетом того, что «<,=0 и 4fs=^rfrr, получим закономерность изменения во времени потоко­сцепления статора (ротора) при перерыве в питании:

. _ —а,.т /сот, _ — а „т / сот

(3.34)

ЗД = ?,(+<>)« ' е = ММ+ Ще ' е ;

— I СОТ

Тг« = <Ігг(+0)е ' Є ■

Зная время перерыва в питании (тп), закономерность измене­ния скорости на этом интервале и значение вектора 'Fs (+0), мож­но определить векторы 'Pg (т), ЧМт), т. е. начальные условия (lFs0, Wr0) при реверсе. Для дальнейшего анализа целесообразно рассчитать модуль вектора Ч^(-]-0):

т / і 0) = Un. krter' / з 35)

V (“/“/«* — s)2 + (ar' +«s/s)2

Как видно из (3.35), ^(-j-O) зависит от параметров двигате­ля, приложенного напряжения и скорости. Значение Um при за­данной скорости (скольжении) определяет установившийся мо­мент двигателя (ту). Используя (3.2), (3.9), находим зависи­мость ту от Um и s:

УПРАВЛЕНИЕ РЕВЕРСОМ

УПРАВЛЕНИЕ РЕВЕРСОМ

£sf*o)

о, в

0,6

0,4

0,2

О 0,2 0,4 0,6 0,8 S О 0,2 0,4 0,6 О, В S

Рис. 3.2. Зависимости 'Psf-fO) =fi(s, цс) и Et(-~0)—f2(s, ц, с) для электродвига­теля 4А132М6УЗ:

t — естественная характеристика; 2 — Дс=1; 3 — цс=0,5; 4 — ;лс=0,1

При установившемся режиме работы электропривода (s = const) ту = тс из (3.36) получаем

и =л/~ °Xs [(“g У'° ~ s)2 + (а/ + as^)21 /3 37ч

т |/ krksar's

При подстановке (3.37) в (3.35) выражение для модуля век­тора ^(-J-O) принимает следующий вид при s>0;

Т* (+0) = (3.38)

Информация о значениях остаточных потокосцеплений может 'быть получена при измерении ЭДС, наводимой в обмотках стато­ра отключенного от сети двигателя затухающим магнитным по­лем короткозамкнутого роторного контура. Эта ЭДС определяется как производная потокосцепления статора

es (х) = — d VJ d * = (ar - /<о) (+ 0) e^V" =

= Es (-f 0) e-Ve/(w+1,+¥l+¥,), (3.39)

где fs(-f-0) — модуль вектора начальной ЭДС, наводимой в ста­торе после отключения двигателя от сети; фз — угол сдвига между

векторами Ws(-f-O) и es(+0):

tg? з = — War = — (1 — s)/ar; (3.40)

Es (+ 0) = Ts(-f 0) }/ara - f - (1 — s)a = ^cg(1 -°)xsar' W+S1-^

Как показывают расчеты, с ростом скольжения и

УПРАВЛЕНИЕ РЕВЕРСОМ

Рис. 3.3. Осциллограммы ЭДС на одной из фаз статора (Єф8) при отклю­чении от сети электро­двигателя МТ111-6 (Чфя— напряжение на фазе дви­гателя до отключения): о—|1С=0,1; s=0,05; б— |хс= =0,1, s=0,2; в — jic=0,5,

5=0,2

уменьшением напря­жения Ч^+О) и Es( + 0) существенно снижаются. Для ил­люстрации на рис.

3.2 приведены гра­фики ips( + 0) =

= fl(s, Цс) и ES( + 0)=/2(s, Цс) для двигателя 4А132М6УЗ. На рис. 3.3 показаны эксперименталь­ные осциллограммы ЭДС на одной из фаз статора при отключе­нии двигателя от сети.

Таким образом, при реализации тормозных режимов влияние ненулевых электромагнитных начальных условий (остаточного по­ля ротора) на переходный процесс может существенно проявиться в основном при работе асинхронного двигателя в зоне номиналь­ных моментов и скольжения, когда угловая скорость близка к син­хронной. При этой скорости (s^O) и Um=l, как следует из (3.33), (3.35):

(3.42)

Ws(-~0)^krks;

Wr(+0)^ks,

a tg ф2== l/cts> т. е. ф2^—я/2.

Из (3.14) и анализа векторов Ч^уо, Ч^уо, Ч^о, Ч^-о следует, что при реверсе невозможно обеспечить полную компенсацию свобод­ных составляющих (обеспечение всех Сг=0) и реализацию режи­ма по статическим характеристикам. Это обусловлено тем, что мо­дули и фазовые сдвиги векторов Ч^о, ЧГг0 одинаковы, а векторов 4j? yo, Ч^гуо — различны, в связи с чем не представляется возмож­ным обеспечить необходимые соотношения: 4rsy0=4rs0, Чггу0=Чгг0.

Рассмотрим условия детерминированного включения на реверс, позволяющие максимально ограничить амплитуды свободных со­ставляющих потокосцеплений и тем самым снизить переходные моменты. Как показывает анализ, в этом случае определяющим для приращения магнитного потока машины в переходном режиме
будет являться взаимный фазо­вый СДВИГ векторов Ч^уо и 4s(b имеющих примерно равные моду­ли— см. (3.42) и табл. 3.2. Сле­довательно, модуль их разности может изменяться в десятки раз при различном фазовом положе­нии векторов Ч^о и 'Psyo- Из-за существенного различия в моду­лях Ч[го И Ч%0 [см. (3.42) и табл. 3.2] модуль их разности изменяется не более чем в 1,3— 1,5 раза при различном фазовом положении векторов Чггуо и Wr0. Таким образом, как следует из

(1.14) , условием благоприятного детерминированного включения на реверс является совпадение векторов Ч'іуо и Ч^о - Рассмотрим возможности реализации этого условия.

УПРАВЛЕНИЕ РЕВЕРСОМ

Рис. 3.4. Диаграмма взаимного по­ложения векторов напряжения пита­ния, потокосцеплений и ЭДС при ре­версе двигателя с незатухшим полем

При произвольном отключении двигателя от питающей сети Usi(o)=Umen где 7i — фаза вектора в момент отключения (рис. 3.4). Так как при реверсе двигатель подключается к той же питающей сети, ТО В момент отключения Us2,Q— итЄ~Піу к моменту включения на реверс ms2B = Ume~n*, где

Y2 = Ti+^Yi = Ti+Tn; (3.43)

(8.44)

За время перерыва в питании тп начальный вектор 4rs( + 0), за­тухая во времени, повернется на угол Дуг, зависящий от начальной скорости (скольжения) ротора (йнач (5нач), тп и замедления элек­тропривода. Если момент нагрузки тс — const, то

A'Y2 “Тп—5начТи—^Тп^/2 = Тп—(3.45)

где 6 = тс//; Д7з=5начТп—&2тп/2.

Используя (3.34), (3.35), (3.45), запишем

1FS0 = Ws (4- 0)^агтпЄ/(ь+фа + тп-дЇ8) = ^(_|_0)^-а^/(ь+фа-Дїз)> (3 40)

Благоприятный случай включения на реверс соответствует сов­падению вращающихся в разных направлениях векторов 4rsyo и Ч^о, следовательно, реализуется при условии

—'У2_Ьф/і==:Т2_Ьф2—Дуз - (3-47)

Из (3.47) получаем выражение для аргумента вектора us2в при благоприятном включении:

Т2б== (ф'і—фг+іДуз) 12. (3.48)

Как указывалось ранее, в зоне скоростей, близких к синхрон­ной, ф2«—я/2, ф'і= (0,4ч-0,48)я. При небольших перерывах в пи­тании Тп = (1+2) л, tn=0,014-0,02 с, которые могут быть обеспече­ны при тиристорном управлении, s~0 и реальных величинах тс и / Д‘у3= (0+0,12) я. С учетом этого из (3.48) получаем, что благо­приятное значение фазы вновь подключаемого напряжения у2б— = (0,47+ 0,53) я, т. е. 726 = 854-95°. В зависимости от конструктив­ных параметров электропривода и его рабочей точки до отключе­ния (тс, 5Нач) существует свое значение Y2. соответствующее бла­гоприятному включению, однако все эти значения лежат в зоне У2—п/2, что позволяет считать условие у2=л1'2 общим для реали­зации благоприятного включения режима реверса. Интересно от­метить, что этому условию практически соответствует совпадение в момент включения вращающихся в противоположных направле­ниях векторов вновь подключаемого напряжения и ЭДС, наводи­мой затухающим полем (векторы uS2в и e_SB на рис. 3.4). Действи­тельно, в момент включения на реверс при sHa4~0 и незначитель­ных тп вектор es отстает от вращающегося в положительном направлении вектора на угол ф3^—я/2 (3.40), а Чг5у0 опере­жает uS2, вращающийся в отрицательном направлении, на фі~я/2.

Условием неблагоприятного включения на реверс, сопровожда­ющегося максимальными ударными моментами, является встреч­ное направление векторов хР5Уо и JPso, что приводит к следующему выражению для аргумента ws2B для этого случая:

Ї» «= f + ^ + йї». (3.49)

С учетом оценки величин, входящих в (3.49), получаем, что

Т2н~ Я.

Для векторов Wsyo и 'Pso, вращающихся в противоположных на­правлениях, условия благоприятного и неблагоприятного включе­ния возникают дважды за период питающего напряжения, т. е. Ї2б=я/2, Зя/2; y2h=0, я. Полученные значения у2б, у2н определены при условии тп^2я. С возрастанием тп, особенно при существен­ных тс и малых /, происходит увеличение Д-уз, что может привести к другим значениям аргумента вектора 2в для случаев благопри­ятного и неблагоприятного включения.

Как следует из (2.13), при аргументе обобщенного вектора у2 = п/2 (3/2л) Uas= Uas= Um'COS У2 = 0, Т. Є. углу “у2 = я/2 СООТВЄТСТ - вует нуль напряжения фазы А, которая, как следует из (2.11),

(3.29) , является нереверсивной. При угле уг = 0, я напряжение фа­зы А принимает максимальное значение. Таким образом, можно сформулировать следующие общие принципы фазонаправленного переключения на реверс при тиристорном управлении: для реализа­ции благоприятного включения необходимо осуществлять реверс при нулевом значении напряжения нереверсивной фазы; если вклю­чение на реверс происходит при максимальном значении напряже - 7—6279 97

УПРАВЛЕНИЕ РЕВЕРСОМ

УПРАВЛЕНИЕ РЕВЕРСОМ

УПРАВЛЕНИЕ РЕВЕРСОМ

Рис. 3.5. Осциллограммы реверса двигателя А51-6, а=0, £3=0,01 с, цс=0: а—Цз = л/2 (иА= 0); б—Кз= 5/6* ^ C/mj; в — t2=r. к ( | ид | =

ния нереверсивной фазы, то режим сопровождается максимальными ударными моментами. Укажем, что предложенные принципы уп­равления режимом реверса при незатухшем поле машины могут быть реализованы только при использовании тиристорных комму­таторов, позволяющих обеспечить короткие перерывы питания (тп=я-^2зх) и осуществить новый режим при определенной фазе напряжения питающей сети.

При рассмотренных принципах управления реверсом, когда Um= 1 (а=0), происходит изменение составляющей тг переход­ного момента (3.16), так как слагаемые тх и т2 (момент при ре­версе с полностью затухшим магнитным полем и момент трехфаз­ного короткого замыкания) инвариантны по отношению к фазе включения [39, 65].

Экспериментальные исследования и моделирование показали* что реализация режима реверса с незатухшим полем при благо­приятной фазе напряжения сети (wa = 0) обеспечивает стабилиза­цию переходного процесса и снижение ударных моментов при пол­ностью открытых тиристорах (а=0, Um= 1) До уровня максималь­ных моментов при реверсе с нулевыми начальными условиями, ког - 98

УПРАВЛЕНИЕ РЕВЕРСОМ

Рис. 3.6. Логическая' схема БВР (а) для реализации режима детерминированно­го реверса и временная диаграмма его работы (б)

да ит=. На рис. 3.5 приведены осциллограммы детерминирован­ного реверса двигателя А51-6 при разных значениях у2-

Релейный блок выбора режима БВР (см. рис. 1.11), обеспечи­вающий фазонаправленное благоприятное включение реверса, мо­жет быть построен с использованием принципов, предложенных в [66—68]. Одна из возможных логических схем БВР на два ре­жима работы «вперед» (В) и «Назад» (Н) при использовании разомкнутых систем управления (когда потенциальные сигналы на реализацию режимов поступают от кнопки или от бесконтакт­ных аппаратов) приведена на рис. 3.6,а. Ячейка фазирования (#Ф) генерирует тактовые импульсы частотой f—100 Гц, синхро­низированные с нулем напряжения нереверсивной фазы (рис. 3.6,6). Для формирования релейных сигналов режима работы (В и Н) служат универсальные //(-триггеры, управляемые от кнопок В и Н. Кнопка С служит для отключения двигателя от питающей

сети. Как видно из временной диаграммы (рис. 3.6,6), иллюстри­рующей работу схемы, при нажатии кнопки Н команда на отклк> чение предыдущего режима подается при фиксированной фазе на­пряжения сети, в частности, при нулевом напряжении нереверсив­ной фазы. Время tn стабильно и составляет 0,01 с. Затем реализу­ется детерминированное включение на реверс при благоприят­ной фазе напряжения сети (мф=0).

Режимом реверса можно управлять и при изменении началь­ного значения и темпа нарастания прикладываемого к двигателю напряжения [69]. Этот способ, связанный, как и при пуске, с вы­бором рациональных значений времени трег (см. § 3.2), позволяет воздействовать на составляющие т и т3 переходного момента (3.16). Как показывают исследования [69], при управлении ре­версом с незатухшим полем только за счет формирования во вре­мени напряжения, подводимого к двигателю, значение трег должно быть в 2—3 раза больше по сравнению с его значением при нуле­вых начальных условиях. При совместном применении фиксирован­ного включения в благоприятную фазу и формирования значения питающего напряжения можно обеспечить снижение ударных мо­ментов при меньших значениях тРег по сравнению с включением в неблагоприятную фазу, т. е. решить задачу ограничения макси­мальных моментов практически без снижения быстродействия электропривода. На рис. 3.7 показаны зависимости im=f{Tі) при включении реверса в благоприятную и неблагоприятную фазы напряжения сети и формировании по экспоненциальному закону (с разными постоянными времени Ті) угла управления тиристо­ров, где цт=Мт/МN — относительное значение максимального момента при реверсе (на рис. 3.7 по ошибке дано Тс вместо Т).

0,05 0,1 7~q.,C

УПРАВЛЕНИЕ РЕВЕРСОМ

Рис. 3.7. Зависимости |ит= ~f(T) для двигателя МТК11-6 при фиксированном

включении, /3 — 0,01 с, ан = — 120°:

1-иА= 0; 2-uA = Um

При применении полупроводниковых преобразователей могут быть реализованы схемы короткого замыкания статорных цепей для предварительного гашения магнитного поля ротора. Как пред­ложено в [70], при некотором усложнении системы управления

УПРАВЛЕНИЕ РЕВЕРСОМ

Рис. 3.8. Схема двухфазного коротко­го замыкания, образуемая из тирис­торов реверсивного преобразователя

Рис. 3.9. Осциллограммы реверса двигателя МТК11-6 с предварительным корот­ким замыканием, ан=120°: а — 7j=0; б — Tt= 0,02 с; в — Г^О. І с

тиристорами из реверсивного тиристорного преобразователя (см. рис. 1.7,а) можно выделить вентили 1, 2, 7, 8, образующие на неко­торое время цепь двухфазного короткого замыкания обмоток ста­тора (рис. 3.8). Достоинство такой схемы заключается в том, что для реализации режима короткого замыкания не требуются до­полнительные вентильные элементы, кроме входящих в состав пре­образователя. При использовании этой схемы за время 0,02—0,03 с обеспечивается гашение незатухшего поля двигателя, и следующий за коротким замыканием режим ревер,:а осуществляется при ну­левых начальных условиях. Так как режим двухфазного короткого замыкания происходит при несимметричной схеме включения асин­хронной машины, то, в отличие от трехфазного короткого замыка­ния, вид переходного момента и его максимум зависят от фазы включения (см. § 3.4). На рис. 3.9 показаны осциллограммы ре­верса двигателя МТК11-6 с предварительным коротким замыкани­ем. Как видно, разнесение во времени переходных процессов, обу­словленных ненулевыми начальными условиями и подключением питающего напряжения, позволяет уменьшить максимум переход­ного момента по сравнению с реверсом при ненулевых начальных условиях.

Предварительное гашение остаточного магнитного поля может быть обеспечено и при использовании транзисторных преобразо­вателей (см. рис. 1.7,6). В этом случае при замыкании ключей КЗ, К4 реализуется режим трехфазного короткого замыкания.

Для управления динамическим торможением могут быть ис­пользованы ранее рассмотренные общие методы (см. § 3.1), однако их оценка должна быть произведена с учетом особенностей реали­зации режима, в частности несимметричной схемы включения асин­хронной машины; полярности постоянного (выпрямленного) напря­жения, приложенного к обмоткам статора; направления вращения двигателя перед началом торможения.

Будем считать, что при реализации режима динамического тор­можения по схеме рис. 1.8,в обесточена фаза а статора, т. е. ias—ias— 0. При этом условии, как следует из (2.7):

(3.50)

(3.51)

X¥as=kr4rar

Ш— {kr/oXs) War (Wfis-krWer) •

Систему уравнений ДЛЯ нахождения переменных 'Fps, 'Far, 4V можно получить из (3.1) с учетом (3.50). При операторной форме записи она приобретает следующий вид:

<+р 0 — V/

bsiP)

^psO-f-11 [is ІР)

0 а г--р со

V*r{p)

=

^«rO

— ksa/ — со а/ -}- р

%r{p)

Vpro

(3.52)

где 'Fps(p), 'Far(p), 'Fpr(p)—изображения проекций потокосцеп­лений статора и ротора; Waro, 'Ррю— проекции начальных значений потокосцеплений статора и ротора; «ps(p) —изображение напряжения питания по оси р.

Из (3.52) найдем изображения проекций потокосцепления:

(Р — Pi) (р — Pi) (Р — Рз) ksa/b) [^s0 + wps(/;)l + fPM - (asr--ar ) РЛ - “s^rl^aro—(a/+P) pro

W <п— ^+Р) (ar'+J>)+«*] ГЦ* + ^(/01+^®^вгО+^Л“г+Р)¥р*, $SP) ( „ г, Mr, Г. {п г>

ІР — Pi) (Р — Pi) ІР — Рз)

_ ksa. r'(ar - f - р)ГЧ, р£о+ W3S(P)H-(as,_hp)0)^rarO_b (ar + Р) (a/+P)^prO

V-ГІР)

ІР — Pi) ІР — Pi) (Р — Рз)

Ъ г(Р)

(3.53)

где pi, р2, Рз — корни характеристического уравнения, определяю­щего свойства асинхронного двигателя при условии ias=0.

Приравнивая нулю главный определитель системы (3.52), по­лучаем уравнение третьего порядка для их отыскания:

р3 + ар2--Ьр-{-с=0, (3.54)

где o=(a'sH-a'r+ar); b=ar(a'r--2ara'5-{-(й); с—a's(ar2+«2).

Как показано в [71], при реальных значениях параметров асинхронных двигателей и со~1 один из корней (3.54) действи­
тельный отрицательный, ные:

а два других — комплексные сопряжен-

(3.55)

~аз. ]

— а4 ± /со4. |

Pi =

Р2.г =

Для их определения можно использовать следующие приближен­ные выражения [71]:

(3.56)

Л = —«Л Л. з = — 0,5 (а/ аг) ±/.

Для качественной оценки методов управления проанализируем режим дина­мического торможения при питании постоянным током и рассмотрим вначале пе­реходный процесс при нулевых начальных условиях (4Vo='Iraro==4Vo==0), по­лагая, что двигатель вращается в положительном направлении (направлении «Вперед») со скоростью (о= 1 (как и прежде, за положительное примем направ­ление вращения при подключении к двигателю системы напряжений прямой по­следовательности) и к фазам b и с статора подключено постоянное напряжение U„ такой полярности, что ток направлен от фазы b к фазе с. Напряжение Un указанной полярности, при которой u$s>0, примем за положительное. В соответ­ствии с (2.44) «ps=^n/l/r3 • Положительному напряжению соответствует рабо­та мостового выпрямителя, состоящего из тиристоров 1, 4, 8, 9 (см. рис. 1.7,а, 1.8,в). Из (3.53) получим закономерность изменения во времени переходных по­токосцеплений при нулевых начальных условиях:

ф1^(х) = wpsy + вl0e~a*, + В20е~а*х sin (<04х + <р4);

^1аг (Т) = Фагу + В30е~а*Х + B40e~aiX sin (®«* + *б) I

(3.57)

УПРАВЛЕНИЕ РЕВЕРСОМ

+ В60е “4,sin(co4x +

lpr (т) — *ргу “Ь В60е

где 4Vy, Ч^агу, Wfiry — проекции установившихся значений потокосцеплений ста­тора и ротора в режиме ДТ при со=const;

ЦІ _ pry

Un (“/-а/ + (°2) . ,т, Uuksа/со

р6'У 1/3 а/(аг2_|_0)2)

W“ry /З a/(a2 + w2) *

Unksara/

—./o' ,, 2_l_ 2 ’ (3.58)

V 3 as K2+“>2)

Bl0—B60 — постоянные интегрирования в режиме ДТ при нулевых начальных условиях.

Используя (3.56), принимая cir=0, находим приближенные значения пара-

Ва п =

Дго-0; Язо-------

метров, входящих в (3.57) при со=1: Б10=—^psy; =B50=B60 = Unksa'r; ф5=0; ф6=—я/2.

Тогда

у(1-е 5 ):

-Vх) +

^lar М=Ч,«гу(1-в

sin х;

(3.59)

1Гз

А.

(т)

— е

[/ з

Подставляя (3.59) в (3.51), получаем зависимость переходного момента во вре­мени при нулевых начальных условиях, т. е. составляющую тх (3.16). Как сле­дует из [72], эта зависимость с достаточной степенью точности описывается урав­нением

mi (т) = % (1 — ’). (3.60)

где ту — установившееся значение момента ДТ при о—1. Значение ту может быть найдено при подстановке (3.58) в (3.51):

U T^k pk (О

mY= — п r r-------------------------------------- . (3.61)

y За/oJ^ ar2 + co2 ' '

Таким образом, в режиме ДТ, как следует из (3.60), переходный процесс изменения момента при нулевых начальных условиях имеет апериодический ха­рактер, а время достижения установившегося значения зависит от коэффициен­та затухания a's.

Для дальнейшего анализа целесообразно рассмотреть векторы установивших­ся значений потокосцеплений ротора (Ч'гу, д, т) и статора (Wsy, д, т) в режиме ДТ при (0=1 и сравнить их с аналогичными величинами при работе в двигательном режиме, когда Um= 1. Запишем эти векторы в следующем виде:

ЯГ —. ш J^s.

(3.62)

_sy, д, т — ^sy, д, те і

щ ш J^r

_гу. д. т—гу, Д. те »

где гР5Уі д> т, *Ргу> д_ т, Ys, у г—модули и аргументы соответствующих векторов в установившемся режиме}

Ц* * т=——-------- ------------ }/~и>2 [а'2(1 -f - о) + co2]-4- a'*o2; ys =

sy, A,T |/3a^ (af2 + (0J) r ' * J і

(02o2 -4- ar2

= arctg — — ; (3,63)

(1 — o) arco

Л " 0C«-

4*ry. T = ,-7= 77=== ; Y = an:tg r-. (3.64)

гу і д • t J/з а/і/ага-|Г№2 1 s « v ’

Как видно из (3.63), (3.64), модуль векторов 4%, д, т и 4%, д>т при заданной угловой скорости зависит от значения Un, которое в разомкнутых системах вы­бирается таким образом, чтобы обеспечить в режиме торможения постоянный ток /п=(2-г-4)/о 129], где /о — действующее значение тока холостого двигателя в трехфазном режиме при номинальном напряжении питания. Очевидно, при Um— 1 ток /0 определяется из следующего выражения:

/о= 1//2[^2 + (Xi + X0)*} = 1/(^|Л2(«,2+1)). (3.65)

Ток в режиме динамического торможения

/п=^п/(2і?,). (3.66)

Тогда с учетом (3.65)

U„ = kl*s = 1/2- кл, (3.67)

где &1 = /п//о — относительное значение постоянного тока в режиме динамическо­го торможения.

Таблица 3.3

Тип двига­теля

Режим динамического торможения

Двигатель­ный режим

Vn

Vasy

i’Ppsy

^ary

wpry

sy

h

V

Г у

тг*

V

S у

V

г у

4A132S6Y3

0,144

—0,04

0,20

—0,04

0,0008

0,21

0,57я

0,04

0,99»:

1

0,97

4А132М6УЗ

0,117

—0,04

0,19

—0,04

0,0007

0,19

0,5б7с

0,04

0,99я

1

0,97

MTKF111-6

0,295

—0,16

0,42

—0,17

0,013

0,45

0,627т

0,17

0,987т

1

0,92

MTKF112-6

0,237

-0,19

0,40

—0,21

0,019

0,45

0,64тт

0,21

0,97я

1

п.92

4А160Б6УЗ

0,101

—0,02

0,18

—0,02

0,0002

0,18

0,53п

0,02

0,99я

1

0,97

МТКИ-6

0,33

-0,23

0,29

—0,24

0,026

0,37

0,717t

0,24

0,97тт

1

0,У5

Расчеты показывают, что даже при больших токах возбужде­ния установившиеся потокосцепления в режиме ДТ значительно меньше, чем при работе в двигательном режиме. В табл. 3.3 для ряда двигателей приведены значения установившихся потокосцеп­лений при (о=1 в режиме ДТ (k== 3) и двигательном режиме

(Um= 1).

Как видно из табл. 3.3, при реализации режима динамического торможения с ненулевыми начальными условиями не может быть обеспечено полное подавление свободных составляющих переход­ного момента, т. е. равенство *Fsy и Ч^о, ^У и (3.14). Даже при больших токах возбуждения 'Psy, 'Fry существенно меньше на­чальных потокосцеплений 'PsO, 4jo> значение которых при коротких перерывах в питании равно примерно Ч'гу двигательного режима и составляет 0,92—0,97.

Для оценки возможностей детерминированного управления ре­жимом ДТ проанализируем составляющие переходного момента т2, т3 при ненулевых начальных условиях (3.16):

т2= [^r/(aXs)]'P2ar(4r2ps—kr^Wr), (3.68)

где т2 — момент двухфазного короткого замыкания статорных об­моток асинхронного двигателя; Ч^рв, 'PW, Ч'грг— составляющие проекций потокосцеплений, соответствующие режиму двухфазного короткого замыкания.

Начальные потокосцепления, определяющие вид переходного момента при коротком замыкании, рассчитываются из следующих выражений:

= ЛДГ08Шу,; j

«aro = *FroCosY3; 1 (3 69)

= ^7о sin уз, J

где 'Pro и 7з — модуль и аргумент вектора потокосцепления ротора в момент начала короткого замыкания,

Принимая Ufis—O и не учитывая затухания потокосцеплений на начальном этапе короткого замыкания, из (3.53), (3.59), (3.69) при to=l получаем:

(х) = V*Vo(sin Ya + “s' cos Ya) — kra'sWro cos (x + їз); ф2аг(т)= — Mra/^frosinY3 + M/-arf4frosinY3COSx + ^froCOs(x-l-Y3r. . (3.70) ф2рл (x) = M/V^ro sin їз sin т + *го sin (т: + Уз)-

Подставив значения потокосцеплений из (3.70) в (3.68), определим зависи­мость т2(т). Анализ показывает, что вид переходного момента при двухфазном коротком замыкании и его максимум существенно зависят от аргумента вектора остаточного магнитного потока в момент начала переходного процесса. Для ка­чественной оценки зависимости функции т2(т) от у3 можно пренебречь в урав­нениях (3.70) членами с коэффициентами a's и а'г, тогда

(3.71)

ь2цр2

гО

(3.72)

«а =

оХ

(т) = ЬгФго sin Y3;

^2ar М = ^roC°s (х + їз);

W2pг (x) = wro sin (х + Y3);

cos (x + Ys) [sin Y3 — sin (x + Уз)Ь

Если принять Y3=^iJi, где «і=0, 1, 2, З мента (m2m) и время первого максимума образом:

..., то максимальное значение мо - (тт) рассчитываются следующим

(3.73)

хт = л/4;

'тгт = -0,5АХ2о■/№)•

При Ya = (i + 2пі)їг/2:

(3.74)

x/n — 2тс/3, I

m2fh= -l,3k2rV2rQ!(oXs).

Как видно из (3.73), (3.74), tn2m при уз=«ізх уменьшается более чем в 2 раза по сравнению с т2т при “у3= (1—}-2ni) я/2. Полученные соотношения отражают тот факт, что при протекании тока только по одной обмотке обобщенной двух­фазной машины (в анализируемом случае — это обмотка, ось которой совмеще­на с осью Р) максимума момента следует ожидать тогда, когда в начальный момент времени магнитный поток совпадает с осью короткозамкнутой обмотки [Y3=(l-f-2rti)я/2]. Если поток 4% перпендикулярен оси обмотки (у3=щл), то переходный момент должен иметь минимальную амплитуду.

Экспериментальные исследования различных электродвигателей подтверж­дают эти выводы. На рис. 3.10 изображены осциллограммы двухфазного корот-

УПРАВЛЕНИЕ РЕВЕРСОМ

01 = 1

2,2М,

УПРАВЛЕНИЕ РЕВЕРСОМ

Рис. 3.10. Осциллограммы двух­фазного короткого замыкания двигателя МТКП-6, со=1, 'Fr0= =0,95: а — 3=0; б — 3=л/2

0,02 с Инн

кого замыкания при различных значениях у3. Используя детерминированное включение двигателя в режим ДТ при незатухшем поле, можно изменять мо­мент т2 — одну из главных составляющих электромагнитного переходного мо­мента. Действительно, при значительном остаточном поле (а именно такие усло­вия возникают при использовании тиристорных преобразователей) значение,i2m существенно больше по сравнению с |АУ. Так, для двигателя МТК11-6 при /п= =3/0 и со= 1 ру=—0,65, а минимальное значение р2т=—1,5. С уменьшением тока возбуждения ру становится еще меньше.

В рассматриваемом случае составляющая т3 (3.16) определяется из сле­дующего выражения:

тз=kr [Wlar (4V-№er) +^2 ar (Yipe-*r4V) ] / №). (3.73)

Если пренебречь затуханием составляющих в (3.59) и использовать упро­щенные выражения (3.71), то

т3(т) ^s^a'rLVFrolsin x[sin ^з—sin (х-}-уз)] —

—cos (тг—|-уз) (1—соБт)}/(УЗoXs). (3.76)

Как видно из (3.76), закономерность изменения составляющей т3 также опре­деляет аргумент остаточного потока в момент включения (у3).

Для выяснения условий благоприятного и неблагоприятного включения в ре­жим ДТ необходимо исследовать составляющую т3 при уз=0 и л, т. е. для тех значений аргумента 'Fro, когда значения т2т минимальны — см. (3.73). Как по­казывает анализ (3.76), при y=0 на начальном этапе переходного процесса (т=0-^-2я/3) момент га3 — отрицательный, а его максимальное значение т3т за­висит от напряжения U„ и остаточного магнитного потока 'PVo- Так, для двига­теля МТК11-6 при 4^0=1 и /п=3/0 момент тзт=—1,25. При Y3=^ на отрезке! т=0—я/3 момент тз, модуль которого такой же, как при ^3=0, меняет знак, т. е. становится положительным. Таким образом, при выбранной полярности на­пряжения Un и вращении двигателя в направлении «Вперед» на первом этапе переходного процесса при уз=0 все составляющие переходного момента отрица­тельны, а при Y3=Ji т и т2 отрицательны, а т3 принимает положительное зна­чение. Отсюда следует, что при максимум переходного момента должен

быть меньше, чем при уз—0, т. е. значение Y3—я является условием благоприят­ного включения в режим ДТ при £/„> = 0 и со=—1-1.

Этот вывод прлучил подтверждение при исследовании на АВМ режима ДТ с ненулевыми начальными условиями. На рис. 3.11 при­ведены зависимости максимального момента при ДТ двигателя МТК11-6, которые показывают, что благоприятное значение аргу­мента а неблагоприятное уз~лї2, причем при включении с

Y2~jt можно снизить ударный момент в 2—2,5 раза по сравнению со случаем неблагоприятного включения.

Очевидно, существует связь между аргументом остаточного магнитного потока (уз) и фазой вектора напряжения питающей сети (у2) в момент включения режима ДТ. Если считать, что до реализации этого режима двигатель вращался со скоростью со = 1, и пренебречь уменьшением скорости вращения ротора во время бестоковой паузы, т. е. принять в (3.45) -уз=0, то при этих усло­виях вектор 'i'Vo отстает от вектора us на угол ф2^я/2 (3.14), а

Рис. 3.11. Зависимости р, т=/:(уз) для двигателя МТК11-6 при дина­мическом торможении с ненулевы­ми начальными условиями, U„>О, вращение «Вперед», p, c=|ixx, /= = 1,2 /д:

УПРАВЛЕНИЕ РЕВЕРСОМ

2- / =2/а; 3 — / =3/п

es, в свою очередь, отстает от на угол ф3~я/2 (3.40). Поэтому случаю благоприятного включения (73 = я) соответствует аргумент вектора напряжения питающей сети у2=3/2я.

УПРАВЛЕНИЕ РЕВЕРСОМ

Как и в случае управляемого реверса (см. § 3.3), при благопри­ятном включении векторы ип и eSB совпадают (рис. 3.12,а). Однако в режиме реверса, при встречном вращении векторов ws2 и es, усло­вия благоприятного включения могли быть обеспечены дважды за период питающего напряжения. При ДТ, когда вектор вновь

)

Li;s1i6

. я Уг~ 2

VrO

ГЪе

I *

'

s)

Рис. 3.12. Векторные диаграммы, соответствующие благоприятному включению двигателя в режим динамического торможения (стрелками показано направле­ние вращения векторов): о — вращение «Вперед», UD>О, Y2=3/2я; б — вращение «Назад», Un>0, 2—П[2-, в — вра­щение «Вперед», £/п<0, 2=п/2; г — вращение «Назад», L7n<0,

подключаемого напряжения Un неподвижен, это условие наступает только один раз в течение периода 2л. Детерминированное вклю­чение в режим ДТ, обеспечивающее минимум ударного момента (у2=3/2л), может быть реализовано, если начать процесс при ну­левом значении напряжения иА (или, в более общем случае, при нулевом значении напряжения фазы сети, соответствующей фазе статора, обесточенной в режиме ДТ), когда оно переходит от отри­цательных к положительным значениям.

Условия благоприятного включения получены для случая Un>0, сй>0. Проанализируем составляющие переходного момента при динамическом торможении, когда Un>0, но перед началом тор­можения двигатель вращался в направлении «Назад» (этому со­ответствует подключение к двигателю системы напряжений обрат­ной последовательности us2) и имел скорость со= — 1.

Как показывает анализ (3.61), (3.68), при изменении направления вращения двигателя моменты т и ш2 меняют свой знак по сравнению с режимом ю>0, т. е> становятся положительными. Знак момента /л3 (3.76) не зависит от направ­ления вращения двигателя, а определяется только полярностью напряжения Un. Из этого следует, что при сохранении неизменным условия детерминированного благоприятного включения, соответствующего вращению двигателя в направле­нии «Вперед» (уз=я, у2=3/2я), момент т3, положительный на начальном участ­ке при Y3—3T. будет суммироваться с моментами ти т2 того же знака и при 7з=я следует ожидать максимального значения ударного момента при ДТ. По­этому в рассматриваемом случае (£/п>0, со<0) условием благоприятного вклю­чения является 73=0, Y2=/2 (рис. 3.12,6). Этому условию, как и ранее, соот­ветствует совпадение векторов Un и eSB в момент реализации режима динамиче­ского торможения. Таким образом, при использовании постоянного напряжения одной полярности для динамического торможения с обоих направлений враще­ния необходимо изменять на величину я благоприятную фазу при детерминиро­ванном включении.

Анализируя выражения (3.61), (3.68), можно показать, что полярность U„ не оказывает влияния на знак моментов тх и т2, поэтому при подключении к обмоткам двигателя отрицательного напряжения U„ (укажем; что этой поляр­ности соответствует работа мостового выпрямителя, состоящего из тиристоров 2, 3, 7, 10 — см. рис. 1.7,с) и (о>0 условием благоприятного включения является у3=0, у2=л/2 (рис. 3.12,в). И наконец, когда Un<0, со<0, этому условию соответствует "Уз—л, Y2—3/2я (рис. 3.12,г). Как видно из рис. 3.12, при различ­ных направлениях вращения двигателя и полярности постоянного напряжения условием благоприятного включения всегда является совпадение векторов U„ и €S(в). Из рис. 3.12 можно сделать следующий вывод: реализуя схемы детерми­нированного управления при торможении с разных направлений вращения, не­обходимо изменять фазу фиксации напряжения на значение я или полярность постоянного напряжения.

Исследования режима при использовании полупроводниковых выпрямителей, в частности схемы полууправляемого моста, пока­зывают, что законы детерминированного управления, сформулиро­ванные при питании обмоток статора постоянным напряжением,

справедливы и в этом случае. Однако необходимо учесть следую­щие особенности реализации режима: дискретность полупроводни­ковых преобразователей; наличие в выпрямленном напряжении пульсирующей составляющей, обусловливающей колебания момен­та; воздействие на значение постоянной составляющей тока изме­нением угла открытия вентилей; присутствие в «чистом виде» участков двухфазного короткого замыкания при работе полууправ - ляемого мостового выпрямителя (см. рис. 2.22,а), необходимость одновременного открытия двух вентилей для подключения напря­жения сети к нагрузке. В [73] показано, что из-за этих особенно­стей управления вентилями моста и с учетом того, что при ком­мутации линейного напряжения ал=а + 30°, могут возникать такие сочетания углов а и 72 (момента подачи разрешающего релейного сигнала на начало ДТ), что реальное значение - у? (момент откры­тия вентилей) будет оставаться постоянным в некоторой зоне из­менения задаваемых значений моментов фазонаправленного пере­ключения. Поэтому зависимости iimA, T=f(y2), полученные при ра­боте управляемого мостового выпрямителя, будут несколько отли­чаться от аналогичных кривых при торможении чисто постоянным током, однако при сохранении сформулированных условий благо­приятного детерминированного включения при разных направле­ниях вращения и полярности выпрямленного напряжения. Отме­тим также, что при больших углах открытия вентилей, когда ал приближается к значению я, полууправляемый мост обеспечивает в основном режим двухфазного короткого замыкания (см. рис. 2.22,а). В связи с этим минимальное значение ілтд, т ограничено уровнем |Л2тп - На рис. 3,13 Приведены зависимости iw, T=f (72) ДЛЯ двигателя МТК11-6, иллюстрирующие указанные особенности ре­жима тиристорного динамического торможения (ТДТ) при исполь­зовании двухполупериодного выпрямителя. Как видно из этих гра -

УПРАВЛЕНИЕ РЕВЕРСОМ

О л/2 Л 3/2ЗТ /2

2

4

6

в

10

Mm

ПО

Рис. 3.13. Зависимости ^m=/(v2) для двигателя МТКП-6 при де­терминированном управлении режимом тиристорного дина­мического торможения (мост образован тиристорами 1, 4, 8, 9, вращение «Вперед», |ис=^хх,

/=1,2/д):

1 — а=45°; 2 — а=65°; 3 — а=80°;

4 — а=100°; 5 — а= 115е

УПРАВЛЕНИЕ РЕВЕРСОМ

УПРАВЛЕНИЕ РЕВЕРСОМ

УПРАВЛЕНИЕ РЕВЕРСОМ

УПРАВЛЕНИЕ РЕВЕРСОМ

Рис. 3.14. Осциллограммы детерминированного включения двигателя МТК11-6 в режим тиристорного торможения (/3 = 0,01 с, а = 450):

а — вращение «Назад», мост образован тиристорами 2, 3, 7, 10, Y2=3/2jt; б — вращение «Вперед», мост образован тиристорами 2, 3, 7, 10, 2=3/2Я; в — вращение «Вперед», мост образован тиристорами 1, 4, 8, 9, ■у2=3/2я

фнков, при детерминированном включении в благоприятную фазу можно снизить удар момента в 1,5—2 раза по сравнению с небла­гоприятным включением. На рис. 3.14 приведены эксперименталь' ные осциллограммы ТДТ двигателя МТК11-6.

УПРАВЛЕНИЕ РЕВЕРСОМ

УПРАВЛЕНИЕ РЕВЕРСОМ

Рис. 3.15. Логическая схема БВР (а) для реализации режима детерминированного тиристорного динамического торможения и реверса и временная диаграмма его

работы (б)

Блок выбора режима, обеспечивающий в разомкнутой системе управления детерминированное включение режима ТДТ в благоприятную фазу, можно скон­струировать в соответствии с принципами, предложенными в [68]. Одна из воз­можных логических схем БВР для управления реверсивным электроприводом с фазонаправленным включением тормозных режимов (реверса и динамического торможения) приведена на рис. 3.15,с. Режим детерминированного противовклю - чения организуется аналогично схеме, показанной на рис. 3.6. Для фазонаправ­ленного включения в режим ТДТ используется напряжение фазы щ, обесточен­ной в режиме торможения. После подачи команды кнопкой ДТ при нулевом напряжении Ыф отключается предыдущий режим («Вперед» или «Назад»), а за­тем, когда с выхода ячейки формирования #Ф2 появляется синхронизирующий импульс, обеспечивая команду 1 на выходе ДТ, реализуется динамическое тор­можение в благоприятную фазу в соответствии с диаграммами рис. 3.12, так как мост образуется из тиристоров 1, 4, 8, 9 или 2, 3, 7, 10, в зависимости от на­правления вращения двигателя перед началом торможения. На рис. 3.15,6 пока­зана временная диаграмма, соответствующая работе двигателя в направлении «Вперед». В схеме рис. 3.15,а аргумент Y2 Для синхронизации детерминирован­ного включения выбран заранее, поэтому время tn составляет 0,01 или 0,02 с
(в зависимости от момента появления команды на ДТ). Несколько усложнив схему, можно обеспечить всегда одинаковое время но для этого надо запоми­нать как предыдущее направление вращения двигателя, так и фазу вектора напряжения Yi, при которой подана команда на отключение прежнего режима. В зависимости от этой информации выбирается как необходимое значение Y2» так

УПРАВЛЕНИЕ РЕВЕРСОМ

Рис. 3.16. Осцилло­грамма тиристорного динамического тормо­жения двигателя МТ012-6 с закорочен­ным ротором: Цс==,Цхх> /=3,5/д; іфв — ток фазы ста­тора; ыд — напряже­ние на выходе датчи­ка ЭДС

и группа тиристоров, образующих выпрямительный мост. Логика функциониро­вания БВР для этого случая приведена в [74].

Для управления переходным процессом можно использовать также форми­рование во времени постоянного напряжения Un, подводимого к двигателю в ре­жиме ДТ. Как следует из предыдущего анализа, такой способ управления позво­ляет изменять составляющие т и ш3 переходного момента. При использовании полууправляемого мостового выпрямителя снижение Uп в начале режима ТДТ достигается за счет увеличения углов а, поэтому в основном в схеме реализуется режим двухфазного короткого замыкания статорных обмоток. Из-за указанной особенности преобразователя при изменении во времени а и осуществлении ре­жима ТДТ с ненулевыми начальными условиями вначале реализуется переходный процесс, качественно эквивалентный только двухфазному короткому замыканию при £/п=0, а далее происходит увеличение £/„ и формирование средней состав­ляющей переходного момента.

В заключение отметим особенность управления режимом ТДТ при использо­вании нереверсивных тиристорных преобразователей, когда реализуется схема рис. 1.8,а. При применении предложенного в [25] метода, позволяющего расши­рить возможности схем однополупериодного выпрямления, необходимо, как вид­но из рис. 2.20, изменять в функции скорости способ коммутации вентилей вы­прямителя. Для получения информации о скорости можно использовать ЭДС, наводимую в обесточенной обмотке в режиме ТДТ [75]. На рис. 3.16 приведена осциллограмма режима ТДТ двигателя МТ012-6 с использованием однополупе­риодного выпрямителя, управление которым осуществляется в соответствии с [25, 75].

ПОЛУПРОВОДНИКОВЫЙ ЭЛЕКТРО­ПРИВОД

Способы регулировки уровня выходной мощности: тиристорные регуляторы

Регулятор мощности тристорного типа используется для оперативного изменения подводимого к нагрузке уровня мощности. Достигается изменения задержки включения за счет задержки момента включения тиристора. Тиристор работает только при наличии сигнала на …

МЕХАНИЗМЫ НЕПРЕРЫВНОГО ДЕЙСТВИЯ

Электроприводы механизмов непрерывного действия работают в продолжительном режиме, поэтому при необходимости регули­рования их скорости целесообразность использования преобразо­вателей напряжения определяется, особенно при управлении ко­роткозамкнутыми асинхронными двигателями, зависимостью мо­мента статической нагрузки от …

МЕХАНИЗМЫ ЦИКЛИЧЕСКОГО ДЕЙСТВИЯ

Задачи удовлетворения электроприводом технологических тре­бований при рассмотрении механизмов указанного класса сводится обычно к необходимости реализации заданной тахограммы повтор­но-кратковременного режима работы (в качестве типовой примем диаграмму скорости рис. 5.2). Для двигателей …

Как с нами связаться:

Украина:
г.Александрия
тел./факс +38 05235  77193 Бухгалтерия
+38 050 512 11 94 — гл. инженер-менеджер (продажи всего оборудования)

+38 050 457 13 30 — Рашид - продажи новинок
e-mail: msd@msd.com.ua
Схема проезда к производственному офису:
Схема проезда к МСД

Контакты для заказов шлакоблочного оборудования:

+38 096 992 9559 Инна (вайбер, вацап, телеграм)
Эл. почта: inna@msd.com.ua