 |
 |
 |
 |
2.1. Структурная схема привода ТПЧ-АД с управлением по вектору основного
потокосцепления двигателя
Сравнение собственных постоянных времени контура модуля главного потокосцепления и контура тока статора показывает, что постоянная времени модуля главного потокосцепления на порядок больше постоянной времени контура тока. Действительно, для машин нормального исполнения можно принять
Rs Rr, тогда ГГГ « 39. Заметим, что это свойство и обусловливает использование вектора главного потокосцепления в качестве опорного. Вследствие инерционности вектора главного потокосцепления управление составляющей тока статора /з сильно упрощается, если модуль главного потокосцепления стабилизирован.
Наличие перекрестной связи с коэффициентом а/и определяет форсирование модуля главного потокосцепления, однако постоянная времени форсирующего звена много меньше основной.
Контур управления составляющей вектора тока статора /s2 практически не отличается от контура регулирования тока якоря в электроприводах постоянного тока. Основная постоянная времени контура T - VJ(R
частоты вращения £й> = составляющей тока hx показано ниже, эти
fe) мала, присутствует э.д. с.
рсо 4*01 и э.д. с. перекрестного влияния на составляющую тока Is2- Как будет влияния малы и могут быть подавлены
специальными средствами.
-.-1
Таким образом, главным отличием системы управления асинхронным двигателем от системы управления электроприводом постоянного тока является управление модулем главного потокосцепления.
2.3. Контур регулирования модулем вектора главного потокосцепления асинхронного двигателя
Структурная схема канала управления модулем главного потокосцепления представлена на рис, 2.2. Влияние составляющей тока статора вводится в виде сигналов:
(2.10)
Оценим долю этих сигналов в сигнале составляющей напряжения статора Us\ в установившемся режиме:
Ciui I Usi
(2.11)
Из выражений (2.11) видно, что эти составляющие пропорциональны рассеяниям на обмотке статора и ротора и составляют 2-4 % модуля напряжения статора.
Линейная часть канала управления модулем главного noTQ-косцепления определяет динамику модуля главного потокосцеЛ» ления и составляющей тока статора hi. Передаточные функции относительно составляющей напряжения Us\ имеют вид
hi (S) - п.я 4- п,я 4- 1
(2.12)
401 is)
as + uxS + 1 a2S + fliS -f 1
где TiF=Lr/R
UFUs/Rn a2 = {ULr)/{aRsRr); a,{LrlRr +
-i-ts/RsVy iasOst-sl LrOL,.
Корни характеристического полинома вещественные -
RsRr
Один из корней весьма мал
, / RsRr \ и Rs . Rr\
а второй близок к -So - (~
RrlLr):
r\i„ ( RsRr \ If Rs
2,2. Структурная схема канала управления модулем главного потокосцепления
двигателя
Постоянная времени, соответствующая минимальному корню, существенно больше Гф/-:
(2.13)
Поэтому простейшим решением при выборе структуры регулятора является применение пропорционального регулятора, так как практически в контуре имеется одна постоянная времени Заметим, что второй корень определяет постоянную времени, близкую к значению Турр:
(2.14)
Сравнение постоянной времени форсирующего звена составляющей тока /si дает
TxITi - 2; TlTi, - а/2.
Отсюда видим, что полоса пропускания для составляющей /si определяется малой постоянной времени Т2 и не менее чем на порядок больше полосы пропускания для модуля главного потокосцепления.
Для оценки влияния перекрестных связей с каналом управления угловой скоростью ротора приведем входные сигналы е\ и 2 в соответствие с выходными сигналами эквивалентных звеньев и получим
- {l-esIs2) (S) -
S/si is)
as + fliS + 1
(2.15a)
6140 is) --as + a,s + 1-(mP«/.2)(5)
(LorIRr) [1 - (krasRr)l(ksarRs)]
uiS + OiS + 1
(mWo/s2) (5). (2.156)
I
2.3. Структурная схема прямой компенсации перекрестных связей двигателя
Влияние перекрестных связей в канале управления угловой
скоростью на переменные /si и Чо является существенным на больших угловых скоростях. Влияние мгновенной частоты вращения поля зазора софо невелико, для составляющей /si это
влияние эквивалентно э. д. с. рассеяния статора, а для Чо мало, так как коэффициент (1 - krOsRr)/(ksOrRs) близок к нулю.
В системе векторного управления имеются сигналы, пропорциональные /s2, ро) и софо. и подавить влияние перекрестной связи можно, применив прямую компенсацию, сигнал которой вводится на вход выходного сумматора (рис. 2.3).
Составляющая компенсирующего напряжения Usik определяется передаточной функцией компенсирующей связи Wki{s) и передаточной функцией тиристорного преобразователя:
k (2.16)
UslK (S) = - r Ki (S) {Lp,2) (5).
Выходной сигнал канала регулирования модуля главного потокосцепления
6140 1(5)
Т. п
. Rr 25 + fliS + 1
£225 + fllS + 1
rs + 1 J (Lp(o/J(s),
ttKi (s) X
(2.17)
где k*
T. П
T. no. c. TO. c. c"
Полагая Wx (s) = {ТцЗ + 1)I{Tk\s +1) и выбирая кк =
получим
- / aLrR$
Slol(s)
Laras Ls
j(Lp(xiIs2) (5),
(2.18)
RrRs Ri
Таким образом, влияние перекрестной связи может быть доведено до весьма малой величины применением фильтра. Аналогично можно выбрать и параметры фильтра для компенсации влияния э.д. с. Lm(ii-oIs2.
Для получения астатизма в контуре главного потокосцепления применим ПИ-регулятор с передаточной функцией
(2.19)
где Тп = Г) - большая постоянная времени канала модуля потокосцепления; Ги = 2ГцАт. nko. с. .п [Lm/Rs). Настройки обеспечивают получение технического оптимума при условии, что вторая постоянная времени Т2 Тр. Точная передаточная функция имеет вид
(2rs2 + 2 V) {Ts + 1) + {Tps + 1)
(2.20)
При T2 = TE получается технический оптимум.
Применение ПИ-регулятора приводит к дополнительному подавлению помехи.
Значение помехи, соотнесенное с сигналом на выходе кон-* тура регулирования, при наличии прямой компенсаций и ПИ-регулятора
Отношение передаточных функций (2.12) и (2.9)
6J(S) 2Г5(Г5+1)
2r2s + 2V
показывает, что совместное применение прямой компенсации и ПИ-регулятора в канале управления модулем главного потокосцепления позволяет сделать этот канал независимым от нагрузки и значения угловой скорости ротора. Заметим, что перекрестное влияние рассматривалось как возмущение, поэтому применение линейной теории дает совершенно точные результаты.
Чрезвычайно важным, имеющим решающее значение требованием является точное фазирование сигналов, пропорциональных направляющИхМ косинусам вектора главного потокосцепления, с истинным положением волны магнитного поля в зазоре. Ошибка в определении истинного положения волны магнитного
поля, равная 5-10°, приводит, как показывают экспериментальные исследования, к резкому ухудшению качества регулирования и появлению автоколебаний.
Существо вопроса состоит в том, что при наличии рассогласования системы координат, используемой в системе управления, и истинной, появляется сильная связь между каналами управления и дополнительные связи внутри каналов.
На рис. 2.4, а приведена векторная диаграмма, поясняющая влияние неточности определения опорной системы координат (Гу 2). Угол ошибки в определении истинной системы координат (/,2) обозначен бл, тогда векторы t/ и в этих системах координат будут представимы в виде
и su,2) = \ О slxp (/Пуф);
sU>2) I
S (Л 2)
h(l, 2)
ехр[/(т1уф + бт1)]; = /,ехр(/Л/ф);
(2.22)
(символом со штрихом обозначен сигнал, поступающий в систему управления).
Сигналы обратной связи по истинным значениям вектора определяются равенствами:
sU, 2) /1 COS бТ]
.(А2)хр(/бт1);
/.2 sin 6Т1«/-/,2бг1;
(2.23)
4 = -t sin Ьг\ + cos Ьг\ « h Ьг\ +
Из формул видно, что сигналы обратных связей контуров содержат линейные комбинации истинных значений составляющих вектора тока статора.
Выходные сигналы системы управления С/ и U в истинной
системе координат определяют составляющие вектора напряжения статора:
= С/; cos 6ц + sin бл « C/i + Ьц\
sin Ьг\ + cos бг1 - C/i Ьц + U-
(2.24)
Таким образом, выходные сигналы системы управления воздействуют перекрестным образом. Структурная схема системы при наличии ошибки по углу в определении опорной системы координат приведена на рис. 2.4,6. В канале регулирования модуля главного потокосцепления в цепи компенсации возникает сигнал обратной связи по составляющей тока Ль зависящий
0 1 2 3 4 5 [ 6 ] 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 22