CC BY
1
DOI: 10.47026/1810-1909-2023-2-41-54
УДК 62-83:621.313.3 ББК 3291.62
A.A. АФАНАСЬЕВ, Е.Г. ПАЙМУРЗОВ
СПОСОБ БЕЗДАТЧИКОВОГО УПРАВЛЕНИЯ ТИРИСТОРНЫМ ПРЕОБРАЗОВАТЕЛЕМ ЧАСТОТЫ ПРИ ПУСКЕ СИНХРОННОЙ МАШИНЫ
Ключевые слова: бездатчиковое управление, косвенное определение углового положения ротора, синхронный электропривод, синхронная машина, тиристорный преобразователь частоты, зависимый инвертор.
Пуск синхронной машины среднего напряжения из неподвижного состояния является одной из главных проблем при эксплуатации нерегулируемых электроприводов. Оптимальным решением является пуск возбуждённой синхронной машины от ти-ристорного преобразователя частоты. Бездатчиковое управление системой «тиристорный преобразователь частоты - синхронная машина», обеспечивающее коммутацию тиристоров зависимого инвертора тока в функции углового положения ротора синхронной машины в области нулевой и низких частот вращения, не получило ещё однозначного решения.
Целью работы являются разработка и исследование способа бездатчикового управления системой «тиристорный преобразователь частоты - синхронная машина» при пуске синхронной машины в условиях неопределённости изменения её углового ускорения. Материалы и методы. При проведении исследований использованы методы теории электрических машин и компьютерного математического моделирования. Результаты. Между угловым положением ротора и напряжением обесточенной фазы статора синхронной машины установлена закономерность, заключающаяся в том, что угол поворота ротора синхронной машины определяется как отношение длительности интервала от начала последней принудительной коммутации тиристоров зависимого инвертора тока к периоду, определённому из напряжения обесточенной фазы статора синхронной машины. Предложен способ бездатчикового управления, основанный на одновременной работе каналов скалярного управления, косвенного определения углового положения ротора синхронной машины и перекрёстного управления. Предложенный способ бездатчикового управления проверен компьютерным математическим моделированием системы «тиристорный преобразователь частоты - синхронная машина». Выводы. Способ бездатчикового управления нашёл практическое применение в серийно выпускаемых тиристорных преобразователях частоты среднего напряжения производства ООО НПП «ЭКРА». Он может быть применён для бездатчикового управления регулируемых синхронных электроприводов на основе преобразователей частоты других топологий.
Введение. Синхронные машины (СМ) среднего напряжения широко используются в различных отраслях промышленности и применяются в составе нерегулируемых электроприводов. Одной из основных проблем их эксплуатации является проблема пуска, который осуществляется с применением различных технических решений [5]. На практике широкое применение нашёл частотный пуск возбуждённой СМ, выполняемый через полупроводниковый преобразователь частоты (ПЧ). ПЧ должен обеспечивать как надёжный частотный пуск, так и максимальную эффективность при минимальных затратах внедрения и эксплуатации. Анализ публикаций в [3, 9, 10, 12, 13, 15, 19] указывает, что этим требованиям в наибольшей степени удовлетворяет двухзвенный тиристорный ПЧ (ТПЧ) на основе управляемого выпрямителя тока (УВ) и зависимого инвертора тока (ЗИ).
В области нулевой и низких частот вращения электродвижущая сила (ЭДС) статора мала и коммутация тиристоров ЗИ - «искусственная», осуществляемая в импульсном режиме, в котором очередная пара тиристоров ЗИ включается после снижения выпрямленного тока до нуля, что обеспечивается циклическим переводом УВ в предельный инверторный режим. В указанном режиме работы формируется импульсный электромагнитный момент, под действием которого происходят постепенный плавный разворот ротора СМ и его вращение на низких частотах вращения.
Процесс частотного пуска неподвижной СМ в общем случае можно представить состоящим из следующих этапов [9]: определение начального углового положения ротора неподвижной СМ, её трогание и разгон в импульсном режиме, разгон СМ в режиме естественной коммутации тиристоров ЗИ до номинальной частоты вращения, синхронизация СМ с сетью электроснабжения и перевод её питания с ПЧ на сеть. Первые два этапа являются определяющими для обеспечения устойчивого и надёжного пуска СМ в заданном направлении вращения без колебаний ротора.
Надёжный частотный пуск возбуждённой СМ обеспечивается синхронизацией работы ПЧ с угловым положением ротора СМ, идеальным источником которого является датчик углового положения ротора (ДПР) СМ, но его использование увеличивает затраты на внедрение и эксплуатацию ПЧ. Кроме того, наблюдающаяся в последние годы тенденция отказа от использования ДПР обуславливает поиск новых подходов к определению углового положения ротора СМ.
Определение начального углового положения ротора неподвижной СМ хорошо разработано и широко освещено (см., например [2, 3, 8, 11, 12, 15, 16]), поэтому в дальнейшем будем считать, что оно определено. В то же время с точки зрения формирования оптимального процесса частотного пуска СМ важным представляется исследование некоторых принципиальных аспектов проблемы бездатчикового управления после трогания СМ из неподвижного состояния и её дальнейшего разгона в «импульсном» режиме работы системы ТПЧ-СМ.
В [17] предложена классификация бездатчикового управления частотно-регулируемых электроприводов переменного тока на скалярное управление, бездат-чиковое управление, основанное на использовании анизотропии СМ, и бездатчи-ковое управление, основанное на математическом описании переходных процессов СМ теорией обобщённой двухфазной электрической машины. Бездатчиковое управление должно обеспечивать надёжный пуск при минимальном времени и максимальную эффективность при минимальных затратах внедрения.
Как показали исследования и практика, скалярное управление системой ТПЧ-СМ не обеспечивает необходимую надёжность пуска [3, 6, 8, 12, 17]. Бездатчиковое управление [4, 17], основанное на инжекции высокочастотных тестирующих сигналов, не получило распространения для мощных электрически возбуждаемых СМ с демпферными роторными обмотками [14]. В то же время бездатчиковое управление [14, 16], основанное на инжекции низкочастотных или среднечастотных тестирующих сигналов, требует существенных изменений в типовых регуляторах возбуждения (РВ) СМ и затратных вычислений. В [4, 17] рассмотрены варианты бездатчикового управления на основе наблюдателей, адаптивных систем с эталонной моделью и систем с оценкой потокосцепления, но однозначное решение в области нулевой и низких частот вращения СМ отсутствует.
В [3, 4, 6] рассмотрены способы бездатчнкового управления, основанные на использовании напряжения обесточенной фазы статора СМ. Указанные решения чувствительны к точности определения углового положения ротора СМ, особенно её начального, и обладают низкой точностью косвенного определения углового положения ротора вращающейся СМ в условиях неопределённости изменения углового ускорения и возмущающих факторов, таких как коммутации тиристоров УВ и пульсации выпрямленного тока.
Цель исследования. Способы косвенного определения углового положения ротора СМ по напряжению обесточенной фазы статора приняты в качестве ближайших аналогов для разработки способа бездатчнкового управления системой ТПЧ-СМ, обеспечивающего надёжный частотный пуск СМ в области нулевой и низких частот вращения и в условиях неопределённости изменения её углового ускорения.
Материалы и методы. При получении теоретических результатов используется математическое описание переходных процессов в СМ с помощью теории обобщённой двухфазной электрической машины во вращающейся вместе с ротором системе координат dq [1, 18]. Переменные состояния и параметры СМ представлены в системе частично-относительных единиц с ориентацией на переменные цепей статора и электромагнитную мощность СМ, в которой сделано исключение для переменной времени t. Для подтверждения предложенного решения используется компьютерное математическое моделирование в программном продукте MATLAB с применением дополнительных модулей Simulink и Specialized Power Systems.
Результаты исследования. Формула электромагнитного момента CM M может быть представлена как [18]:
M =С„Wising -5i), (1)
где у1 и /1 - амплитуды изображающих векторов тока I1 и потокосцепления статора, при этом /1 = 2>/3/з • id (id - выпрямленный ток); ф1 и 51 - углы между
продольной осью d и направлениями векторов I1 и ^1; ^H=SH/P2H - коэффициент отношения полной номинальной мощности CM SH к активной номинальной мощности на её валу Р2н, учитывающий, что базовый электромагнитный момент равен номинальному.
Все процессы работы системы ТПЧ-СМ имеют циклический характер [1, 3], в том числе процессы импульсного режима работы. Цикл работы состоит из двух интервалов: принудительной коммутации и внекоммутацион-ного интервала проводимости тиристоров ЗИ. Примем, что коммутации тиристоров 6-пульсного ЗИ в импульсном режиме работы системы ТПЧ-СМ организовываются таким образом, чтобы в цикле работы ток проводили только две фазы статора СМ, а третья фаза при этом была обесточена.
Вектор тока статора I1 в системе координат dq можно записать как
I1dq = hd + Aq = h3 , (2)
где /1d и / 1q - координаты вектора I1 в системе координат dq. Угол ф1 вектора I1 в межкоммутационный интервал проводимости тиристоров ЗИ определяется как
ф! =-©-Ц , (3)
где © - угловое положение ротора СМ; ц - угол, определяемый как
^ = Sц,
2ж ж ж 2ж
где ц = ^-3-0 - - -— -%\Т и S = [sba sca scb sab sac sbc ] - вектор-столбец
углов и вектор-строка, определяющая активное состояние одного из 6 внеком-мутационных интервалов проводимости тиристоров ЗИ (sba, sca, scb, sab, sac и sbc - состояния проводящих фаз ЗИ, при этом подстрочный индекс определяет две проводящие фазы ЗИ и направление протекания тока от первой фазы ко второй фазе через статорные обмотки СМ).
Известно, что трансформаторные ЭДС статора формируются при изменении координат и ^iq вектора потокосцепления статора изменение которых определяется изменениями тока обмотки возбуждения ifd и координат iid и iiq вектора Ii. Последние, согласно (2) и (3), зависят от углового положения ротора 0 и амплитуды ii. Таким образом, трансформаторная ЭДС статора СМ присутствует в напряжении статора, в том числе и в напряжении обесточенной фазы статора СМ.
Векторы ЭДС вращения Eiffl и напряжения Ui статора записываются как
^i dqa ira
je 2 , (4)
Uiq = uj e (5)
где eiffl = rayi и ui - амплитуды векторов Eiffl и Ui соответственно; ю - угловая скорость вращения ротора СМ; 5„i - угол между осью q и направлением вектора Ui.
Углы опережения Pi и р есть углы между вектором Ii и векторами Eiffl и Ui соответственно, которые с учётом (3), (4) и (5) запишутся как
2%
-Pi =© + 5! + (6)
-Р = © + 5а1 + ^. (7)
С учётом (3) формула (i) запишется как
M = -yi7i sin(© + 5i + ц). (8)
Из (8) с учётом (6) видно, что угол опережения pi определяет электромагнитный момент СМ M, среднее значение которого на внекоммутационном интервале проводимости тиристоров ЗИ будет принимать максимальное значение при нулевом угле опережения Pi.
ЭДС вращения eS00a¡ и напряжение usoo обесточенной фазы статора СМ определяются как
es00Ш = S • Es00 = eiM c°s(© + Si + = eiM sin ©s00Ш , (9)
us00 = S • Us00 = uiCOs(© + 5i„ + = Ui sin ©хoo, ( i 0)
где ©Х00ш и ©s00 - полные фазы eS00a и uS00 при их записи в виде sin функции;
Es00 = \-esca ~esba eSaa ~eSca eSba ~eSaa] И Us00 = [usc ~uSb uSa ~uSc uSb ~uSa]
векторы-столбцы ЭДС вращения и напряжения обесточенной фазы статора СМ, соответствующие 6 внекоммутационным интервалам проводимости тиристоров ЗИ (esacD, esbffl, escffl, usa, usb и usc - составляющие векторов Eiffl и U\ по фазам a, b и c статора соответственно).
Из (8) и (9) с учётом (6) и изменения угла опережения Pi в диапазоне
0^ <f 6
(11)
следует, что ЭДС вращения обесточенной фазы статора СМ е^о,» будет положительной:
е,00Ш > 0. (12)
На формулах (8) и (9) с учётом (5)-(7), (10)-(12) базируются известные способы бездатчикового управления, основанные на переходе напряжения обесточенной фазы статора СМ через нуль [3, 4] или на интегрировании напряжения обесточенной фазы статора СМ при его положительных значениях
^00 * 0 (13)
с целью определения фазы ©¿00 [4, 6].
Определение полной фазы ©в00 строится на предположении, что напряжение обесточенной фазы статора и^ в основном состоит из ЭДС вращения обесточенной фазы статора еХ00и, а она в основном состоит из ЭДС вращения обесточенной фазы статора еХ00та/, определяемой составляющей потокосцеплением намагничивания ^т/ от тока возбуждения г/а. Вектор ^ш/ в системе координат dq и еЬ0000тт/ определяется как [18]:
^ =ш = Ь ТыуР +1 г
mdq/ т т/ та гг л /а '
7 ТкаР +1 7
е,00та/ =®Чт/ ^в + Ц^ где ут/- амплитуда вектора р = аШ - оператор дифференцирования; Ткав и Тка - постоянная времени рассеяния и полная постоянная времени демпферной обмотки СМ по продольной оси.
Таким образом, полная фаза ©¿00 -е ■ ,
® s 00 =
(
arccos
1 --
S„
A
V mf (if) ;
если u „„ < 0;
иначе,
(14)
где Emm - положительное наименьшее число; Ssqq - интеграл от Usqq:
Ss 00 -
0,
L + At f
© '
если us00 < 0;
u^dt, иначе,
(15)
b t0
где ¿0 - время, соответствующее началу выполнения условия (13); - временной интервал интегрирования с момента времени ¿0; ©ь и юь - базовые угол и угловая
скорость вращения, равные 1 рад и номинальной угловой скорости вращения СМ соответственно; у»///) - полученная из опыта холостого хода зависимость установившейся амплитуды у»/ вектора потокосцепления намагничивания от тока возбуждения //. Если ПЧ предназначен только для пуска СМ, можно заменить // на задание тока возбуждения ¡/-в/и принять у»///) = //.
Задавшись углом опережения рге/, можно определить полную фазу ®гв/ напряжения обесточенной фазы статора СМ и$оо'.
©/ =*/6 "Р-в/ .
Результат сравнения фазы ©хоо с заданием О-в/.
00 , (16) позволяет синхронизировать коммутацию тиристоров ЗИ с угловым положением ротора СМ.
Способ бездатчикового управления по (14) и (16) не включает временной контроль с момента последней принудительной коммутации тиристоров ЗИ. Это может привести к ошибочному выполнению очередной коммутации тиристоров ЗИ, которая может быть вызвана переходными процессами в системе ТПЧ-СМ, происходящими на первых циклах её работы.
В заданном цикличном режиме работы ТПЧ угол поворота ротора между принудительными коммутациями тиристоров ЗИ составляет 60 электрических градусов, поэтому заданный угол поворота ротора
Д©ге/ =я/ 3.
Угол поворота ротора
А© ^оо = 2* , (17)
Т 00
где А^и - временной интервал, сбрасываемый и вновь отсчитываемый с начала очередной принудительной коммутации или первого внекоммутационного интервала проводимости тиристоров ЗИ; Тм - период вектора напряжения статора П\, определяемый как
Ттах , еСЛИ и,00 ^ 0;
»/ (// ©,00гв/ (18)
---—--—, иначе,
Т =
¿00
где Ттах = 2л/(юьЮи0) - значение максимального периода; Юи0 - начальная пусковая частота, определяемая из условий трогания СМ с минимальным угловым ускорением.
Результат сравнения угла поворота А©$00 с заданием Д©ге/
А©$00 - А©ге/, (19)
что позволяет синхронизировать импульсный режим работы системы ТПЧ-СМ с угловым положением ротора СМ.
Использование условия (19) для определения углового положения ротора СМ уменьшает вероятность ошибочного выполнения очередной коммутации
тиристоров ЗИ. Эффективность использования условия, описываемого условием (19), возникает, если с момента выполнения последней принудительной коммутации тиристоров ЗИ до выполнения условия, описываемого условием (12), значения измеряемого напряжения м^оо обесточенной фазы статора отличаются от значений ЭДС вращения в&ое> и выполняется условие (13). Эффективность применения условия (19) снижается по мере увеличения временного интервала А^и и уменьшения вычисленного периода Тюо вектора напряжения статора £Л. В то же время эффективность применения условия (16) повышается с увеличением временного интервала расчёта интегратора Ss00 согласно условию (15).
Одновременное выполнение условий сравнения результатов работы двух каналов косвенного определения углового положения ротора СМ по (14) и (19) с заданными уставками, согласно (16) и (19), позволяет повысить точность косвенного определения углового положения ротора СМ. Но указанное решение не обеспечивает работоспособность, если не выполняется условие (13), которое может возникнуть при ошибочном определении углового положения ротора СМ, особенно начального. Для сохранения работоспособности системы ТПЧ-СМ при ошибочном определении начального углового положения СМ добавляется независимый канал скалярного управления. При скалярном управлении формируется угол поворота имитатора ДПР (ИДПР) Л©и, а работу канала можно описать выражениями
Д%
А0И = А0Ио + | шиЖ, (2о)
о
А0И >А©ге/ , (21)
где А©ио - начальный угол поворота ИДПР, принимающий на первом межкоммутационном интервале проводимости тиристоров ЗИ значение, определяемое начальным угловым положением ротора ©о неподвижной СМ, и нулевое значение на последующих циклах работы ТПЧ; юи =юио & -угловая скорость вращения ИДПР; еи - угловое ускорение вращения ИДПР.
Таким образом, сигнал коммутации ирс, по которому происходит очередная принудительная коммутация тиристоров ЗИ, описывается выражением:
иРс =иИ +мн , (22)
где ми - сигнал коммутации по условию (21); мн - сигнал коммутации по условиям (16) и (19).
На рис. 1 показана структурная схема реализации способа бездатчикового управления при частотном пуске СМ от ТПЧ в области нулевой и низких частот вращения СМ, а на рис. 2 - структурная схема наблюдателя углового положения ротора СМ. В наблюдателе используется индивидуальная фильтрация напряжений по каждой фазе статора СМ [11], при которой происходит переключение сопрягающей частоты фильтра по каждой фазе на разные сопрягающие частоты в зависимости от режимов работы УВ и ЗИ.
Рис. 1. Структурная схема реализации способа бездатчикового управления: БУТ ЗИ - блок управления тиристорами ЗИ; Н - наблюдатель углового положения ротора СМ;
Н0 - наблюдатель начального углового положения ротора ©ш неподвижной СМ; БЛ - блок логики; ии и'» - сигналы управления тиристорными плечами УВ и ЗИ соответственно; иу-ес и иу - логические сигналы управления тиристорными плечами УВ и ЗИ; %0 - начальные логические сигналы управления тиристорными плечами ЗИ; зв1а»аж и $егвн0 - логические сигналы перевода УВ в инверторный режим и завершения определения ©ш соответственно
А© , HOI
. ref
БВС
"ни
Ф
Аг„
БВОН
Аг„
"sf 00
БВУП
Д©„
T
1 -П
БКОН
u , u , L
У? yrec ? 1
ße
®s00ref H02
к UAg
к U® &
Рис. 2. Структурная схема наблюдателя углового положения ротора СМ: Ф - фильтр напряжения статора СМ; БВОН - блок выбора напряжения обесточенной фазы статора СМ; БКОН - блок контроля напряжения обесточенной фазы статора СМ; БВУП - блок вычисления угла поворота ротора СМ; Н01 и Н02 - нуль-органы; & - блок логической операции «И»; и/- отфильтрованное напряжение статора иц и$/00 - отфильтрованное напряжение обесточенной фазы статора; идв и и@ - сигналы принудительной коммутации тиристоров ЗИ по углу поворота ротора А©$00 и фазе напряжения обесточенной фазы статора ©$00 соответственно; юн - угловая скорость вращения ротора наблюдателя
u
и
У
и
Для исследований предложенного способа бездатчикового управления была разработана математическая модель системы ТПЧ-СМ в программном продукте MATLAB с применением дополнительных модулей Simulink и Specialized Power Systems. В качестве СМ была выбрана СМ типа ДС101-6, основные параметры которой приведены в табл. 1, в которой индуктивности и сопротивления приведены в относительных единицах (o.e.), параметры демпферных обмоток и обмотки возбуждения приведены к статору.
Таблица 1
Параметры СМ типа ДС101-6
Наименование Единица измерения Значение
Номинальное частота статора Гц 50
Соединение статора звезда
Полная номинальная мощность кВА 92,5
Активная номинальная мощность на валу ротора кВт 75
Номинальная скорость вращения ротора об/мин 1000
Номинальный ток статора А 141
Номинальное напряжение статора В 380
Номинальный ток обмотки возбуждения А 87,5
Номинальное напряжение обмотки возбуждения В 15,5
Номинальный коэффициент полезного действия % 90
Номинальный коэффициент мощности 0,9
Номинальный момент инерции вала ротора кг-м2 8,45
Индуктивность рассеяния обмотки статора o.e. 0,087
Индуктивность рассеяния обмотки возбуждения o.e. 0,14
Ненасыщенная синхронная индуктивность статора по продольной оси o.e. 1,3960
Ненасыщенная синхронная индуктивность статора по поперечной оси o.e. 0,8051
Активное сопротивление статорной обмотки o.e. 0,0233
Индуктивность рассеяния демпферной обмотки по продольной оси o.e. 0,05928
Индуктивность рассеяния демпферной обмотки по поперечной оси o.e. 0,04452
Активное сопротивление демпферной обмотки по продольной оси o.e. 0,04670
Активное сопротивление демпферной обмотки по поперечной оси o.e. 0,04152
Активное сопротивление обмотки возбуждения o.e. 0,00490
Коэффициент приведения к статору тока возбуждения o.e. 1,7265
Коэффициент приведения к статору напряжения обмотки возбуждения o.e. 0,3861
В каждом полюсе звена постоянного тока были включены по одному сглаживающему реактору индуктивностью 100 мкГн. Задание тока возбуждения было установлено на 1,4 номинального тока возбуждения. Другие параметры исследований приведены в табл. 2.
Таблица 2
Условия исследований бездатчикового управления СЭП
№ исследования Idre/, o.e. Mc2, o.e. J/J„3, o.e. Cöh4, мкФ ßref, рад ©0, рад ей, o.e. юи0, o.e.
1 V?/2 1 10 0
2 1,05 0,1 n/12 ■к/3 0 0,004
3 0
1 - задание выпрямленного тока
2 - момент нагрузки на валу ротора СМ
3 - отношение суммарного момента инерции ротора Л к его номинальному моменту инерции
4 - фазная ёмкость нагрузки ЗИ относительно нейтрали питающей сети_
Для исследования влияния коммутаций тиристоров УВ, приводящих к колебательным процессам в напряжении статора из-за наличия ёмкостной связи линии питания У В и линии нагрузки ЗИ с землёй [3, 7], на предложенное бездатчиковое управление подключение ТПЧ к питающей сети выполнялось через реактор. Кроме того, в исследованиях № 2 и № 3 к выходу ЗИ кроме статора СМ подключалась симметричная трёхфазная ёмкостная нагрузка, собранная в звезду, общая точка которой была соединена с нейтралью питающей сети.
На рис. 3-5 приведены результаты исследований работы предложенного способа бездатчикового управления при трогании неподвижной СМ типа ДС101-6 и её дальнейшего разгона в «импульсном» режиме работы СЭП.
0,02 о.е. 0
-0,02
0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1 1,1 1,2
0,01 о.е.0
-0,01 -0,02
0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1 1,1 1,2
0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1 1,1 1,2 о
60° г
30° -
0° ь-
0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1 1,1 1,2 1,с
Рис. 3. Пуск ДС101-6 с большим моментом инерции и нагрузкой: исследование № 1
0,2 : о.е.
0 п
-0,2
0,5 0,05 Ь о.е. : 0 -
-0,05 г
0,5 0,55
2 г о.е.
1
0
Рис. 4. Пуск ДС101-6 с нагрузкой: исследование № 2
Из графиков, показанных на рис. 3-5, видно, что фильтрация напряжения статора в зависимости от режимов работы УВ и ЗИ уменьшает влияние трансформаторной ЭДС. Это позволяет производить определение угла поворота ротора СМ Д0.Л0 и фазы ©s00 напряжения статора СМ обесточенной фазы ЗИ без резких изменений. Из графиков видно, что предложенный способ бездатчикового управления работоспособен в широком диапазоне изменения углового ускорения СМ и ранее указанные основные моменты применения угла поворота ротора СМ Д©.00 подтверждаются. Это позволяет за счёт определения A©s00 и фазы ©^00 повысить точность косвенного определения углового положения ротора.
Выводы. 1. Установлена закономерность между угловым положением ротора и напряжением статора СМ обесточенной фазы ЗИ, заключающаяся в том, что угол поворота ротора СМ определяется как отношение длительности интервала от начала последней принудительной коммутации тиристоров ЗИ к периоду, определённому из напряжения статора СМ обесточенной фазы ЗИ.
2. Предложенный способ бездатчикового управления основан на одновременной работе каналов скалярного управления, косвенного определения углового положения ротора СМ и перекрёстного управления. Канал скалярного управления повышает устойчивость к точности определения углового положения ротора СМ, в особенности начального при неподвижном состоянии СМ. Точность косвенного определения углового положения ротора повышена за счёт его избыточного определения, при котором косвенно определяются угол поворота ротора СМ А©.00 и фаза ©.00 напряжения статора СМ обесточенной фазы ЗИ. Канал перекрёстного управления сравнивает сигналы двух других каналов, по их сравнению воздействует на них и синхронизирует работу ТПЧ с угловым положением ротора СМ.
3. Предложенный способ бездатчнкового управления проверен компьютерным математическим моделированием системы ТПЧ-СМ.
4. Практическое применение рассмотренного способа бездатчнкового управления системой ТПЧ-СМ нашло в серийно выпускаемых тиристорных преобразователях частоты среднего напряжения производства ООО HI III «ЭКРА».
5. Рассмотренный способ может применяться для бездатчнкового управления регулируемого синхронного электропривода на основе ПЧ других топологий, в которых возможно организовать режим поочерёдного двухфазного формирования токов статора СМ.
Литература
1. Аракелян А.К., Афанасьев А.А. Вентильные электрические машины в системах регулируемых электроприводов: в 2 т. М.: Высш. шк., 2006. Т. 1. 546 с.
2. Афанасьев А.А., Чихняев В.А. Частотный пуск синхронной машины с имитатором датчика положения ротора // Электромеханика. 1987. № 2. С. 20-27.
3. Виницкий Ю.Д., Гельфанд Я.С., Сытин А.П. Тиристорные пусковые устройства в электроэнергетике. М.: Энергоатомиздат, 1992. 256 с.
4. ГаерилоеР.С., Мустафаее Ю.Н. Управление синхронными машинами с постоянными магнитами. СПб.: Балт. гос. техн. ун-т, 2019. 78 с.
5. Глебов И.А., Шулаков Н.В., Крутяков Е.А. Проблемы пуска сверхмощных синхронных машин / под ред. И.Е. Овчинников. Л.: Наука, 1988. 197 с.
6. Дубина Г.А., Колесников В.В., Хворостинин П.М., Лукиных Г.Г. Опыт наладки устройства частотного пуска турбогенераторов // Электрические станции. 1989. № 3. С. 78-82.
7. Забровский С.Г., Лазарев Г.Б., Штейнберг А.Ю. Перенапряжения в системах с тиристор-ными преобразователями / отв. ред. В.В. Ермутарский. Кишинев: Штиинца, 1979. 160 с.
8. Ильин В.И., Гинзбург СМ., Севастьянова В.И. О пуске синхронной машины в режиме вентильного двигателя с имитатором положения ротора // Электричество. 1982. № 2. C. 55-59.
9. Ленец И.С., Лазарев Г.Б., Новаковский А.Н. Особенности автоматизированной системы пуска и торможения обратимых гидроагрегатов многоагрегатной ГАЭС // Электрические станции. 2019. № 4. С. 25-35.
10. Мощные частотно-регулируемые электроприводы газоперекачивающих агрегатов компрессорной станции «Павелецкая» ООО «Газпром Трансгаз Москва» / Г.М. Мустафа, А.В. Левченко, ЮМ. Сенное и др. // Энергетик. 2021. № 1. C. 21-26.
11. Паймурзов Е.Г., Лазарев Г.Б. Электромагнитные и электромеханические процессы при бездатчиковом способе пуска мощных синхронных машин тиристорным преобразователем частоты // Энергетик. 2020. № 9. С. 39-51.
12. Пронин М.В., Воронцов А.Г. Электромеханотронные комплексы и их моделирование на по взаимосвязанным подсистемам. СПб.: Ладуга, 2021. 336 с.
13. Устройства плавного пуска в электроприводах горных механизмов / Б.И. Абрамов, Л.Х. Дацковский, И.К. Кузьмин и др. // Электротехника. 2014. № 1. С. 19-27.
14. Feuersanger S., Pacas M. Enhanced estimation of the rotor position of MV-synchronous machines in the low speed range. In: 2015 IEEE Energy Conversion Congress and Exposition (ECCE), 2015, pp. 4481-4487.
15. HyunsungA., Hanju C. A new start-up method for a load commutated inverter for large synchronous generator of gas-turbine. Journal of Electrical Engineering and Technology, 2018, vol. 13, no. 1, pp. 201-210.
16. Kou J., Gao Q., Teng Y., Ye J., Xu D. An envelope-prediction-based sensorless rotor position observation scheme for LCI-fed EESM at zero and low speed. IEEE Transactions on Power Electronics, 2020, vol. 35, no. 7, pp. 7356-7365.
17. Pacas M. Sensorless drives in industrial applications. IEEE Industrial Electronics Magazine, 2011, vol. 5, no. 2. pp. 16-23.
18. Pyrhonen J., Hrabovcova V., Semken R.S. Electrical Machine Drives Control. Chichester, West Sussex, United Kingdom, Wiley, 2016, 504 p.
19. Rauber A., den BakkerP. A Comparison of Adjustable-Speed Drive Systems: Voltage Source Inverters and Load-Commutated Inverters for High-Power Applications. IEEE Industry Applications Magazine, 2020, vol. 26, no. 6, pp. 56-66.
АФАНАСЬЕВ АЛЕКСАНДР АЛЕКСАНДРОВИЧ - доктор технических наук, профессор кафедры автоматики и управления в технических системах, Чувашский государственный университет, Россия, Чебоксары ([email protected]).
ПАЙМУРЗОВ ЕВГЕНИЙ ГЕННАДЬЕВИЧ - заместитель директора департамента высоковольтной преобразовательной техники, ООО НПП «ЭКРА», Россия, Чебоксары ([email protected]).
Aleksandr A. AFANASYEV, Evgenii G. PAIMURZOV
A SENSORLESS CONTROL METHOD OF THYRISTOR STATICAL FREQUENCY CONVERTER FOR STARTING SYNCHRONOUS MACHINE
Key words: sensorless control, rotor position determination, synchronous drive, synchronous machine, thyristor statical frequency converter, load-commutated inverter.
Relevance of study. Starting of the medium voltage synchronous machine at standstill is one of the main problems in the operation of unregulated synchronous electric drives. The optimal solution is starting the excited synchronous machine fed by the thyristor statical frequency converter. A sensorless control of the statical frequency converter for thyristor switching of load-commutated inverter to functions of synchronous machine angular rotor position in the area of zero and low speed, has not yet received a clear solution. The purpose of this study is the design of the sensorless control method for the thyristor statical frequency converter at the synchronous machine startup under conditions of angular acceleration uncertainty.
Materials and methods. Methods of theory of electrical machines and computer mathematical simulation are used in the study.
Results of the study. The regularity between the angular rotor position and the non-conductive phase stator voltage of the synchronous machine is determined. The rotor rotation angle of the synchronous machine is defined as the ratio ofthe conductive state duration of the thyristor arm pair of the load-commutated inverter to the period determined from the non-conductive phase stator voltage of the synchronous machine. The sensorless control method is based on simultaneous operation of scalar control, indirect angular rotor position determination and cross-control channels. The proposed sensorless control method is tested by computer mathematical simulation of the system «thyristor staticalfrequency converter -synchronous machine». Findings. The application of the considered control method was found for commercially available medium voltage thyristor frequency converters of EKRA Ltd. The considered method can be used for the sensorless control of frequency converter by different topology.
References
1. Arakelyan A.K., Afanas'ev A.K. Ventil'nye elektricheskie mashiny v sistemakh reguliruemykh elektroprivodov: v 2 t. [Brushless direct current machine for controlled power drive system. 2 vols.]. Moscow, Vysshaya shkola Publ., 2006, vol. 1, 546 p.
2. Afanas'ev A.A., Chikhnyaev V.A. Chastotnyipusk sinkhronnoi mashiny s imitatorom datchika polozheniya rotora [Frequency starting of synchronous machine with with rotor position sensor simulator]. Elektromekhanika, 1987, no 2, pp. 20-27.
3. Vinitskii Yu.D., Gel'fand Ya.S., Sytin A.P. Tiristornyepuskovye ustroistva v elektroenergetike [Thyristor statical frequency converter for electric power industry]. Moscow, Energoatomizdat Publ., 1992, 256 p.
4. Gavrilov R.S., Mustafaev Yu.N. Upravlenie sinkhronnymi mashinami spostoyannymi magni-tami [Control of permanent magnet synchronous machines]. St. Petersburg, 2019, 78 p.
5. Glebov I.A., Shulakov N.V., Krutyakov E.A., Ovchinnikov I.E. Problemy puska sverkh-moshchnykh sinkhronnykh mashin pod red [Issues of high-power synchronous machine starting]. Leningrad, Nauka Publ., 1988, 197 p.
6. Dubina G.A., Kolesnikov V.V., Khvorostinin P.M., Lukinykh G.G. Opyt naladki ustroistva chastotnogo puska turbogeneratorov [Experience in setting up statical frequency converter for turbogenerator starting]. Elektricheskie stantsii, 1989, no. 3, pp. 78-82.
7. Zabrovskii S.G., Lazarev G.B., Shteinberg A.Yu., Ermutarskii V.V. Perenapryazheniya v sis-temakh s tiristornymi preobrazovatelyami [Voltage stress for thyristor statical frequency converter system]. Kishinev, Shtiintsa Publ., 1979, 160 p.
8. Il'in V.I., Ginzburg S.M., Sevast'yanova V.I. O puske sinkhronnoi mashiny v rezhime ven-til'nogo dvigatelya s imitatorom polozheniya rotora [About starting of synchronous machine fed by load-commutated inverter with the rotor position simulator]. Elektrichestvo, 1982, no. 2, pp. 55-59.
9. Lenets I.S., Lazarev G.B., Novakovskii A.N. Osobennosti avtomatizirovannoi sistemypuska i tormo-zheniya obratimykh gidroagregatov mnogoagregatnoi GAES [Features of automated start-up and braking system for pumped storage units of pumped storage power plant]. Elektricheskie stantsii, 2019, no. 4, pp. 25-35.
10. Mustafa G.M., Levchenko A.V., Sennov Yu.M., Chistilin S.V., Gusev S.I. Moshchnye chastotno-reguliruemye elektroprivody gazoperekachivayushchikh agregatov kompressornoi stantsii «Paveletskaya» OOO «Gazprom Transgaz Moskva» [High power variable frequency drive for the gas-compressor unit of the compressor plant «Paveletskaya» «Gazprom transgaz Moscow LLC»]. Energetik, 2021, no. 1, pp. 21-26.
11. Paimurzov E.G., Lazarev G.B. Elektromagnitnye i elektromekhanicheskie protsessy pri bez-datchikovom sposobe puska moshchnykh sinkhronnykh mashin tiristornym preobrazovatelem chastoty [Electromagnetic and electromechanical transients with a sensorless method for starting synchronous machines fed by thyristor statical frequency converter]. Energetik, 2020, no. 9, pp. 39-51.
12. Pronin M.V., Vorontsov A.G. Elektromekhanotronnye kompleksy i ikh modelirovanie na EVM po vzaimosvyazannym podsistemam [Electromechanotron system and their computer simulation of interconnected subsystems]. St. Petersburg, Laduga Publ., 2021, 336 p.
13. Abramov B.I., Datskovskii L.Kh., Kuz'min I.K., Pridatkov A.G., Limorenko P.M. Ustroistva plavnogo puska v elektroprivodakh gornykh mekhanizmov [Soft starters for drives of mining applications]. Elektrotekhnika, 2014, no. 1, pp. 19-27.
14. Feuersanger S., Pacas M. Enhanced estimation of the rotor position of MV-synchronous machines in the low speed range. 2015 IEEE Energy Conversion Congress and Exposition (ECCE), 2015, pp. 4481-4487. DOI: 10.1109/ECCE.2015.7310292.
15. Hyunsung A., Hanju C. A new start-up method for a load commutated inverter for large synchronous generator of gas-turbine. Journal of Electrical Engineering and Technology, 2018, vol. 13, no 1, pp. 201-210. DOI: 10.5370/JEET.2018.13.1.201.
16. Kou J., Gao Q., Teng Y., Ye J., Xu D. An envelope-prediction-based sensorless rotor position observation scheme for LCI-fed EESM at zero and low speed. IEEE Transactions on Power Electronics, 2020, vol. 35, no 7, pp. 7356-7365. DOI: 10.1109/TPEL.2019.2958363.
17. Pacas M. Sensorless drives in industrial applications. IEEE Industrial Electronics Magazine, 2011, vol. 5, no. 2, pp. 16-23. DOI: 10.1109/MIE.2011.941125.
18. Pyrhonen J., Hrabovcova V., Semken R.S. Electrical Machine Drives Control. Chichester, West Sussex, United Kingdom: Wiley, 2016, 504 p.
19. Rauber A., Bakker P. A Comparison of Adjustable-Speed Drive Systems: Voltage Source Inverters and Load-Commutated Inverters for High-Power Applications. IEEE Industry Applications Magazine, 2020, vol. 26, no 6, pp. 56-66. DOI: 10.1109/MIAS.2020.2982728.
ALEKSANDR A. AFANASYEV - Doctor of Technical Sciences, Professor, Department of Automation and Control in Technical Systems, Chuvash State University, Russia, Cheboksary ([email protected]).
EVGENII G. PAIMURZOV - Deputy Head of the Medium-Voltage Converter Technology Department, EKRA Research and Production Enterprise Ltd, Russia, Cheboksary ([email protected]).
Формат цитирования: Афанасьев A.A., ПаймурзовЕ.Г. Способ бездатчикового управления тиристорным преобразователем частоты при пуске синхронной машины // Вестник Чувашского университета. - 2023. - № 2. - С. 41-54. DOI: 10.47026/1810-1909-2023-2-41-54.
