Электродвигателей

Существующие датчики параметров устройств защиты

Как видно из анализа, существующие способы защиты ЭД основаны в основном на принципе контроля тока, реже оснащаются датчиками температуры и виброшумов. Различие между способами защиты сводится в основном к способу контроля параметров.

Очевидно, что электронная схема, оснащённая датчиками тока, по сравнению с плавкими вставками и тепловыми реле позволит более корректно следить за режимами работы электродвигателя. Важно правильно выбрать тип датчика тока, который позволит решить поставленную задачу в соответствие с требованиями технического задания наиболее рациональным способом.

Рассмотрим три наиболее распространённых метода контроля тока:

- резистивный (шунты);

- индукционного преобразования (трансформаторы тока);

- гальваномагнитного преобразования (с элементами, работающими на эффекте Холла).

Наиболее простым является резистивный метод, основанный на законе Ома:

Δ U = I ₀· Z _Ш,

где D U – падение напряжения на шунте; I ₀ – измеряемый ток; Z_Ш– полное сопротивление шунта.

Но его преимущество в простоте реализуется только при небольших токах и частотах. С повышением тока резко растёт выделяемая на шунте мощность:

P = I ²· R _Ш,

где R _Ш – активное сопротивление шунта.

Из-за этого приходится сопротивление шунта делать на уровне миллиомов, что в свою очередь уменьшает его выходной сигнал. Нетрудно подсчитать, что даже при номинальном токе в 100 А и условии потерь по мощности не более 2 Вт, сопротивление шунта будет равно 2·10^-4 Ом. Сигнал управления с такого малого сопротивления необходимо предварительно усиливать перед обработкой. Возникают проблемы отвода тепла, обеспечения низкой индуктивности шунтов, оказывающей большое влияние на точность измерения с повышением частоты, требования к температурной стабильности материала шунта. Главным недостатком резистивного метода является отсутствие гальванической развязки измеренного сигнала от силовой части, обуславливающей необходимость применения различных методов гальванической развязки, усложняющих изделие.

Трансформаторы тока (ТТ) относятся к числу наиболее известных и распространённых пассивных индукционных преобразователей. Их действие основано на индуцировании трансформаторной ЭДС(е_тр) в тороидальной обмотке, охватывающей проводник с измеряемым током:

; (П.1.1)

где Е – напряженность поля, в котором находится контур l.

ТТ могут выполняться как на ферромагнитном сердечнике, так и без него, как например, пояс Роговского. В последнее время используются трансформаторы тока, имеющие разъёмные (составные) сердечники, а также трансформаторы без сердечников. Конструктивная разница между этими преобразователями не вносит принципиального различия в их рассмотрение.

ТТ обладают рядом особенностей. Во-первых, ТТ работают в режиме, близком к короткому замыканию и при низких индукциях в сердечнике (примерно в 50…100 раз меньших, чем в силовых трансформаторах). Во-вторых, ток вторичной цепи I ₂ в известных пределах не зависит от её сопротивления. Таким образом, ТТ осуществляют преобразование вида:

; (П.1.2)

где k _TT– постоянный коэффициент трансформации, равный отношению количества витков вторичной и первичной обмоток.

Строгий расчёт частотных и фазовых характеристик широкополосных ТТ представляют собой весьма сложную задачу. Сложность её решения обусловлена тем, что ТТ с ферромагнитным сердечником, во-первых, является нелинейной схемой, параметры которой зависят от измеряемого тока и от частоты. Во-вторых, ёмкости и индуктивность ТТ, обычно представляемые как сосредоточенные параметры, в действительности являются распределёнными, что необходимо учитывать в расчётах на больших частотах. Эти факторы, если не исключают строгого решения, то делают практически непригодными результаты в инженерной практике. К этому следует добавить некоторые неизбежные ошибки, которые появляются в конструктивных расчётах ТТ вследствие того, что используемые значения магнитной проницаемости материала сердечника и потерь могут существенно изменяться не только в разных партиях материала одной марки, но даже внутри одной партии и зависят от способа их измерений.

Указанные сложности и стремление получить максимальную наглядность анализа привели к тому, что в основном пользуются линейной моделью замещения, а все элементы замещения принимают как элементы с сосредоточенными параметрами.

Поскольку число витков первичной обмотки w ₁ = 1, то коэффициент трансформации k _TT равен числу витков вторичной обмотки w ₂. В эквивалентной схеме все параметры трансформатора приводятся к первичной обмотке и принимаются линейными и сосредоточенными. Даже с учётом отмеченных допущений, эквивалентная схема (рисунок П.1.8), оказывается достаточно сложной для анализа в широком диапазоне частот из-за громоздкости получаемых формул.

а – полная; б – для средних и нижних частот

Рисунок П.1.8 – Эквивалентная схема замещения ТТ

На представленной эквивалентной схеме:

- r ₁ – сопротивление первичной обмотки;

- – ток первичной обмотки;

- – ток намагничивания.

Приведённое сопротивление вторичной обмотки:

. (П.1.3)

Приведённое сопротивление нагрузки:

, (П.1.4)

где R _Н – эквивалентное сопротивление потерь магнитопровода;

Индуктивность намагничивания:

, (П.1.5)

где L ₁ – индуктивность первичной обмотки; L_{S 1} – индуктивность рассеивания первичной обмотки; М – коэффициент взаимоиндукции обмоток.

Приведённая индуктивность вторичной обмотки:

, (П.1.6)

где L ₂ – индуктивность вторичной обмотки.

Приведённая ёмкость вторичной обмотки:

. (П.1.7)

Приведённый ток вторичной обмотки:

. (П.1.8)

Приведённое напряжение на нагрузке:

. (П.1.9)

Приведённый ток нагрузки:

. (П.1.10)

Поэтому обычно схему исследуют по отдельным частотным участкам – для нижних, средних и верхних частот. Для нашего случая достаточно ограничиться средними и низкими частотами. Такое упрощение не вносит заметной погрешности, если отношение верхней частоты диапазона к нижней составляет более 10.

При расчёте ТТ важно знать размеры и частотные зависимости эквивалентного сопротивления потерь сердечника, которые определяются как:

, (П.1.11)

где k_n,, m, n – эмпирические коэффициенты, зависящие от марки материала; V _c – объём сердечника; В – магнитная индукция; f – частота.

ТТ имеют несомненные преимущества. Они обеспечивает гальваническую развязку цепей измерения. Возможно получение достаточно большого выходного сигнала по напряжению, что удобно для его обработки. При относительно низких требованиях к точности, ТТ имеют невысокую себестоимость.

Но при всём этом имеется и ряд недостатков. Невысокий диапазон измеряемых токов, как правило не превышающий даже для специальных материалов сердечников ТТ одного порядка. Снизу диапазон ограничен из-за уменьшения магнитной проницаемости сердечника в области малых измеряемых токов, связанных с потерями на перемагничивание, а сверху насыщением. Существенным недостатком является невозможность измерения на постоянном токе.

При измерении больших токов получили широкое распространение бесконтактные способы с применением элементов Холла, основанные на гальваномагнитном преобразовании тока. Эти способы характеризуются измерением напряженности магнитного поля, создаваемого вокруг проводника с током. Измерения могут быть сделаны как с помощью одного только датчика Холла без магнитной цепи, так и с помощью датчика Холла, находящегося в зазоре между концентраторами, а также с помощью датчика Холла в зазоре сердечника, охватывающего проводник с током.

Эффект Холла характеризуется возникновением поперечной разности потенциалов, пропорциональной магнитной индукции и току, протекающему по проводнику. Развиваемая преобразователем Холла ЭДС является сложной функцией линейных размеров пластины, материала, индукции и тока, протекающего по пластине. Основной интерес составляет напряжение, описывающее поперечный эффект Холла:

, (П.1.12)

где R_H – коэффициент Холла; С – толщина пластины; I_X – ток, протекающий в пластине; B_X – величина магнитной индукции в пластине.

Коэффициент Холла однозначно определяется концентрацией носителей тока в полупроводнике. Для случая полупроводника n -типа и для полупроводника p -типа, соответственно:

, (П.1.13)

где n – концентрация электронов.

, (П.1.14)

где p – концентрация дырок.

В случае полупроводника со смешанной проводимостью, выражение для коэффициента Холла принимает более сложный вид:

, (П.1.15)

где m - подвижность носителей тока.

Таким образом, при фиксированном токе питания элемент Холла может выполнять роль измерителя индукции или при магнитной проницаемости m = 1 – напряжённости магнитного поля.

В элементе Холла имеет место зависимость сопротивления и чувствительности от геометрических размеров, а также от индукции.

Измерение тока с помощью датчика Холла без магнитной цепи применяется очень редко из-за малой точности. Отсутствие магнитной цепи означает, что измеряемая напряжённость магнитного поля, а значит, и напряжение Холла очень малы, и в связи с этим может иметь место сильное влияние внешних магнитных полей и ферромагнитных масс. Кроме того, так как напряжённость магнитного поля обратно пропорциональна расстоянию от проводника с током, необходимо стремиться к наиближайшему расположению датчика Холла к поверхности проводника. Однако в этом случае датчик Холла будет находиться в магнитном поле с очень большим градиентом напряжённости поля, и точность измерения сильно зависит от положения датчика Холла. Применение концентраторов поля приводит к увеличению напряжения Холла в несколько десятков раз, но ещё недостаточно защищает от отрицательного влияния внешних магнитных полей.

Эту проблему решает только применение сердечника, охватывающего проводник с током.

Напряжение Холла датчика Холла, показанного на рисунке П.1.9, описывается выражением (П.1.12). Поддерживая I_x = const и предполагая линейную зависимость между измеряемым током I_m и индукцией В в воздушном зазоре, получим линейную зависимость напряжения Холла U_н от измеряемого тока I_m. Сумма магнитных напряжений вдоль замкнутой магнитной цепи равняется намагничивающей силе F. Для ферромагнитного сердечника с зазором, получаем:

, (П.1.16)

где Н_S – напряжённость поля в зазоре; l_S – длина зазора; H_Fe – напряжённостьполя в сердечнике; l_Fe – средняя длина линии поля в сердечнике.

Индукция в зазоре сердечника:

, (П.1.17)

где m₀– проницаемость воздуха.

С целью получения линейной зависимости между индукцией в зазоре и силой намагничивания необходимо стремиться к выполнению зависимости:

. (П.1.18)

Рисунок П.1.9 – Измеритель тока с датчиком Холла,

помещённым в зазор кольцевого концентратора

Следовательно, сердечник должен быть изготовлен из материала с узкой петлёй гистерезиса и большим значением индукции насыщения, так как тогда можно будет получить большое значение индукции в воздушном зазоре. Этим требованиям лучше всего отвечает холоднокатаная тонколистовая электротехническая сталь.

Пользуясь неравенством (П.1.18), получаем:

. (П.1.19)

Линейная зависимость в формуле (П.1.19) справедлива только до определённого предельного значения силы намагничивания, зависящего от индукции насыщения сердечника и рассеяния в зазорах.

Сформулируем требования, предъявляемые к материалу сердечника и элементу Холла в датчике тока, построенного по принципу гальваномагнитного преобразования.

Относительно сердечника:

- зависимость магнитной индукции от напряжённости магнитного поля в широких пределах его изменения должна быть линейной;

- величина коэрцитивной силы должна быть мала. Этот параметр является мерой магнитного гистерезиса, наличие которого является причиной ошибок, которые нельзя скомпенсировать. Можно только уменьшить гистерезис. Но материалы с малым значением коэрцитивной силы имеют более высокую стоимость;

- величина индукции насыщения должна быть большой;

- магнитная проницаемость должна быть большой. Но необходимо учесть, что с увеличением воздушного зазора эффективная проницаемость очень быстро уменьшается с ростом отношения длины зазора к длине силовой линии в сердечнике;

- зависимость проницаемости от температуры должна быть мала. При высоких требованиях к температурной стабильности применение ферритов становится нежелательным;

- зависимость проницаемости от частоты должна быть мала. Нежелательно применение материалов с низким удельным сопротивлением ввиду того, что с повышением частоты появляются относительно большие потери на вихревые токи. Действие вихревых токов равнозначно наличию экранов, и в присутствии их имеет место спад проницаемости. Для определения граничной частоты, при которой проницаемость составит 71% от начальной, измеренной на постоянном токе или переменном токе низкой частоты, служит формула:

, (П.1.20)

где f – частота [кГц]; m - магнитная проницаемость материала; d – толщина пластины [см]; r - удельное сопротивление [мкОм×см].

К числу главных требований, предъявляемых к элементу Холла, можно отнести:

- элемент Холла должен обладать малой толщиной, позволяющей проводить измерения в очень малых зазорах. У плёночных элементов Холла толщина доводится вместе с подложкой до 0.1 мм;

- должна быть обеспечена в больших диапазонах линейная зависимость выходного напряжения от управляющих величин(поля и тока);

- зависимость сопротивления и коэффициента Холла от магнитного поля должна быть мала;

- необходимо свести к возможно минимальному значению остаточное напряжение, в том числе резистивное и термическое;

- элемент Холла должен обладать большой чувствительностью и большим выходным напряжением.

Главными достоинствами приборов на элементах Холла, служащих для измерения силы тока, являются:

- возможность измерения без разрыва цепи;

- отсутствие гальванической связи между входным и выходным сигналами;

- возможность исследования распределения тока;

- возможность изменения диапазона измерения, например, увеличивая число витков с током, разделяя многожильный провод при больших токах, изменяя ток опроса датчика Холла в допустимых пределах;

- отсутствие обмоток, что даёт большую динамическую устойчивость;

- возможность измерения в широком диапазоне частот при точной передаче сигнала;

- выходной сигнал может быть любым – постоянным, переменным, импульсным с произвольной формой;

- возможность применения в установках с высоким напряжением ввиду простоты изолирования датчика Холла, например, заливкой его в эпоксидную смолу;

- напряжение на выходе датчика пропорционально индукции измеряемого поля, а не производной от индукции по времени, как это имеет место, например, в индукционных методах.

Для контроля температуры разработано достаточно большое количество методов и средств измерения этого параметра.

По принципу измерения различают датчики температуры непосредственного измерения (когда нагретое тело непосредственно имеет контакт с датчиком температуры) и дистанционного (температура определяется по интенсивности и спектру излучения электромагнитных волн). На практике датчики дистанционного типа (пирометры) используются только при измерении высоких температур – свыше 600°С, например, в металлургии.

В устройствах автоматики для контроля температуры широко распространены термопары, построенные на эффекте Зеебека – возникновения разности потенциалов между «горячим» и «холодным» спаем двух разнородных электропроводящих элементов. Диапазон измеряемых температур в зависимости от используемых материалов лежит в пределах 4…2800 К.

Для контроля температуры широкое распространение получили также терморезисторы, у которых собственное сопротивление является функцией температуры. В качестве материала обычно применяют проводники или полупроводники с приемлемым по величине и линейности температурным коэффициентом сопротивления (ТКС). Для изготовления полупроводниковых терморезисторов используют: смеси окислов переходных металлов (например, Mn, Co, Ni, Cu); германий и кремний, легированные различными примесями; карбид кремния; синтетический алмаз; органические полупроводники и т.д. Различают терморезисторы с отрицательным и положительным ТКС. Диапазон измеряемых температур лежит в пределах от 170 К до 570 К при ТКС в нормальных условиях равным 2.4…8.4 %/К.

При температурах от –40 ⁰С до +90 ⁰С наиболее эффективны полупроводниковые датчики температуры. Действие большинства из них основано на тех же идеях, что и интегральный j_з-стабилитрон. Но у них добиваются не минимального, а максимального температурного коэффициента напряжения (ТКН). В частности, используется тот факт, что разбаланс напряжений на двух одинаковых p - n -переходах составляет:

. (П.1.21)

Если I ₁/ I ₂ = 17.7, то D U /Dq = 250 мкВ/К в широком диапазоне температур. «Измерительные» структуры одновременно и усиливают сигнал, так что получается двухвыводной датчик-стабилитрон с ТКН = -10 мВ/К, запитываемый от источника тока. Этот стабилитрон изготавливается так, чтобы при 0 ⁰С его выходное напряжение было 2.732 В, тогда легко непосредственно отсчитывать температуру по шкале Кельвина.

Состояние механической части электродвигателя можно оценить по уровню и спектру его собственных шумов (вибраций). Для контроля уровня шумов (вибрации) электродвигателя обычно применяют тензодатчики, являющиеся измерительными преобразователями деформации твёрдого тела, вызываемой механическими напряжениями, в электрический сигнал. Наибольшее распространение получили тензодатчики сопротивления, выполненные на базе тензорезисторов, действие которых основано на их свойстве изменять под влиянием деформации (растяжения или сжатия) своё электрическое сопротивление.

Конструктивно тензорезисторы представляют собой либо решётку, изготовленную из проволоки или фольги (из константана, нихрома, различных сплавов на основе никеля, молибдена, платины), либо пластинку из полупроводника, например, кремния. Тензорезистор жёстко соединяют (приклеивают или приваривают) с упругим элементом тензодатчика, либо крепят непосредственно на электродвигателе. Упругий элемент воспринимает изменения исследуемого параметра машины (давления, деформации узла машины, ускорения) и преобразует их в деформацию решётки (пластинки) e(x), что приводит к изменению сопротивления тензорезистора на величину:

; (П.1.22)

где R ₀ – начальное сопротивление тензорезистора; k – коэффициент тензочувствительности (для проволочных k £ 2…2.5, для полупроводниковых k» 200).

Тензорезисторы обычно работают в области упругих деформаций до e £ 10^-3.

Величина D R обычно зависит не только от деформации, но и от температуры упругого элемента:

; (П.1.23)

где Dq - изменение температуры упругого элемента; a – температурный коэффициент относительного изменения сопротивления тензорезистора.

Для проволочных и фольговых тензорезисторов a = (2…7)´10^-3 К^-1. Для уменьшения погрешности требуется автоматическое введение поправок или термокомпенсация.

Таким образом, с учётом сформулированных в техническом задании дипломного проекта условий, на основании вышеперечисленного анализа проблем защиты электродвигателей при нештатных ситуациях во время их эксплуатации, а также рассмотренных методов и средств контроля параметров электродвигателей можно сделать следующий вывод.

Построение эффективной схемы защиты электродвигателя возможно в широком диапазоне изменения рабочего тока нагрузки, при обеспечении контроля температуры и механических уровней вибрации корпуса ЭД.

Дата добавления: 2014-12-27