Работа однофазной мостовой схемы выпрямления 2 страница

Рис. 104. Схема однополупериодного выпрямителя:

а — схема выпрямления; б — напряжение вторичной обмотки трансформатора; в — выпрямленное напряжение; г — обратное напряжение на вентиле

Рис. 105. Схема двухполупериодного выпрямления с нулевым выводом:

а — схема выпрямления; 0 — фазные напряжения вторичной обмотки трансформатора; в — выпрямленное напряжение и ток; г - напряжение на вентиле /; д — ток фазы А вторичной обмотки трансформатора и вентиля /; с — ток фазы В вторичной обмотки трансформатора и вентиля 2; ж — ток первичной обмотки трансформатора

через нуль, становится положительным, ток в ней до момента t\ будет равен нулю, так как вентиль 2 заперт обратным напряжением, определяемым разностью напряжений фаз Л и В. До момента t2 ток на нагрузку R„ будет протекать только через фазу В и вентиль 2. В момент t\ вентиль / закрывается, а вентиль 2 открывается, так как напряжение фазы В становится выше напряжения фазы А. Коммутация (переключение) тока с вентиля / на вентиль 2 происходит мгновенно, исходя из допущения, что индуктивность обмоток трансформатора равна нулю. Через нагрузку Rn будет проходить ток фазы В iv, = U; до момента /2, когда в работу вступит фаза С. При этом произойдет коммутация тока с вентиля 2 на вентиль / (рис. 106, ж). В интервале г,—/2 напряжение на нагрузке равно напряжению фазы В: и0 = «в, в интервале /2—(3 — напряжению фазы С:

Отсюда видно, что в трехфазной схеме выпрямления, каждая фаза питает нагрузку RH в течение '/з периода. Две трети периода каждый из вентилей закрыт обратным напряжением.

Рис. 106. Трехфазная схема выпрямления с нулевым выводом:

а — схема выпрямления; б - - фазные напряжения вторичной обмотки трансформатора; в — выпрямленное напряжение и ток; г - напряжение на вентиле >; д, е, ж — токи в фазах А, б, С вторичной обмотки трансформатора

а — схема выпрямления; б - - напряжение вторичной обмотки трансформатора; а — выпрямленное напряжение и ток; г — напряжение вентиля /, о - ток вентиля /; е — ток вторичной обмотки трансформатора

В этой схеме кривая выпрямленного напряжения представляет собой огибающую кривую верхних частей полуволн фазных напряжений (рис. 106, в) и пульсация выпрямленного напряжения и0, а следовательно, и тока г0 уже меньше, чем в схеме двухполупериодного выпрямления с нулевым выводом. Кривая обратного напряжения и.\, которым 2/3 периода закрыт каждый из вентилей, показана на рис. 106, г. Максимальное значение обратного напряжения, прикладываемого к каждому вентилю, в уЗ раз больше максимального фазного напряжения £/,„ач или равно максимальному значению вторичного линейного напряжения. Количество пульсаций выпрямленного напряжения за один период питающего напряжения переменного тока

где /"„ — частота пульсаций выпрямленного напряжения; I — частота питающего переменного тока.

Время между пульсациями выпрямленного напряжения называют периодом повторяемости.

Однофазная мостовая схема выпрямления. Широкое распространение на электроподвижном составе нашли однофазные мостовые схемы выпрямления. Эти схемы имеют преимущества по сравнению со схемами двухполупериодного выпрямления с нулевым выводом. Благодаря лучшему использованию вторичной обмотки трансформатора в мостовой схеме габариты и масса трансформатора значительно меньше, чем при схеме двухполупериодного выпрямления с нулевым выводом. Мостовая однофазная схема (рис. 107, а) состоит из однофазного трансформатора, вторичная обмотка которого питает вентили, соединенные по мостовой схеме.

При включении переменного напряжения и\ на первичную обмотку на вторичной обмотке возникает переменное напряжение и2. В течение положительной полуволны напряжения и2 на вторичной обмотке трансформатора ток /2 будет проходить через вентиль /, активную нагрузку Я„ и вентиль 3. В следующий полупериод при изменении направления напряжения и2 ток проходит через вентиль 2, активную нагрузку /?„ и вентиль 4.

Таким образом, в оба полупериода направление протекающего через нагрузку /?н тока г0 сохраняется постоянным. Ток через каждый вентиль, как и в двух-полупериодной схеме с нулевым выводом, протекает только в течение одного полупериода (рис. 107, б, в). Но при выпрямлении по мостовой схеме вторичная обмотка трансформатора работает в оба полупериода вся (рис. 107, е), тогда как при двухполупериодной схеме с нулевым выводом в течение полупериода работает лишь половина вторичной обмотки трансформатора. В этом преимущество мостовой схемы.

Кривые выпрямленного тока и напряжения в мостовой схеме такие же, как и в двухполупериодной схеме с нулевым выводом. Но в мостовой схеме обратное напряжение на вентилях (рис. 107, г) достигает лишь амплитудного значения фазного напряжения вторичной обмотки трансформатора, т. е. в 2 раза меньше, чем в схеме с нулевым выводом. В этом второе преимущество мостовой схемы.

Трехфазная мостовая схема выпрямления. Питание данной схемы происходит через трехфазный трансформатор, вторичные обмотки которого соединены в «звезду». В данной схеме применяются две группы вентилей (рис. 108).

В первую (катодную) группу входят вентили 1, 3 и 5, во вторую (анодную) — 4, 6 и 2. В первой группе ток проводит один из трех вентилей, имеющий в данный момент наибольший положительный потенциал анода, соответственно во второй

группе ток проводит вентиль, имеющий в данный момент наиболее отрицательный потенциал катода.

В момент времени го (рис. 108, а) наибольший положительный потенциал получает фаза В, тогда как наибольший отрицательный потенциал сохраняет фаза С. Поэтому ток в момент времени /0 проходит от фазы В через вентиль 3, активную нагрузку /?„, вентиль 2 к фазе С. Через вентиль 2 ток будет проходить до момента г1, т. е. до тех пор, пока отрицательный потенциал на вентиле 2 будет больше, чем на вентилях 4 и 6.

В момент времени 1\ отрицательные э. д. с. фазы С и фазы А выравниваются, а потом отрицательная э. д. с. фазы А увеличивается и в вентилях второй, анодной группы происходит коммутация тока с вентиля 2 на вентиль 4, который проводит ток с 1\ до (3.

В первой, катодной группе вентилей ток через вентиль 3 будет проходить в течение времени /о—"*2. В момент г2 происходит коммутация тока с вентиля 3 на вентиль 5 и т. д. Из рассмотрения схемы и диаграмм видно, что два вентиля по одному из первой и второй групп работают совместно в течение '/б части периода. Поэтому в течение периода пульсация выпрямленного напряжения и тока происходит 6 раз.

Анализируя приведенные схемы, можно сделать вывод, что основными величинами, характеризующими выпрямители, являются среднее значение выпрямленного напряжения и максимальное обратное напряжение на вентилях.

Сглаживание пульсаций выпрямленного тока. Во всех схемах, рассмотренных выше, мы наблюдаем пульсацию электрического тока, что сказывается на работе аппаратов, питающихся этим током. Однако при включении индуктивности в цепь нагрузки происходит сглаживание пульсаций. На моторных вагонах электропоездов переменного тока пульсирующим выпрямленным напряжением питают тяговые двигатели. Форма и величина тока в этом случае определяются в основном противо-э. д. с. двигателей и индуктивностью цепи выпрямленного тока. Индуктивность тяговых двигателей небольшая, поэтому в их цепи в качестве дополнительной индуктивности включают сглаживающие реакторы.

Рассмотрим процесс сглаживания пульсаций выпрямленного тока за счет наличия в цепи тяговых двигателей индуктивности. Мгновенное значение пульсирующего напряжения выпрямителя ио (рис. 109) уравновешивается противо-э. д. с. вращения якорей тяговых двигателей едв, которая может также пульсировать, падением напряжения

в активном сопротивлении цепи г'0/?дв и э. д. с. самоиндукции ес, вызываемой пульсацией выпрямленного тока, т. е.

Если пренебречь падением напряжения на активном сопротивлении цепи, то получим:

На графике (см. рис. 109) э. д. с. самоиндукции выражается отрезками ординат, показанных штриховкой. Из графика видно, что в интервалах /і— її и Із — £4, когда напряжение выпрямителя и0 больше противо-э. д. с. двигателя елв (ес — положительная), выпрямленный ток г'0 возрастает. В интервале /г — ^з, когда и0 меньше елв (ес — отрицательная), выпрямленный ток уменьшается.

Относительная пульсация кпо определяется соотношением

В силовых схемах однофазного выпрямленного тока допускается относительная пульсация ±(25—30)%. '

При уменьшении нагрузки относительная пульсация увеличивается, а для обеспечения хорошей коммутации тяговых двигателей относительную пульсацию желательно поддерживать постоянной как можно в более широком диапазоне нагрузок. Поэтому необходимо, чтобы индуктивность цепи' выпрямленного тока LB была не постоянной, а менялась с изменением нагрузки по закону гиперболы (кривая /, рис. ПО):

Исходя из сказанного, необходимо, чтобы сглаживающие реакторы на моторных вагонах имели характеристику, приближенную к гиперболе. Такую характеристику обеспечивают реакторы со стальным сердечником. При малых нагрузках реактор с сердечником работает на прямолинейной часта кривой намагничивания (кривая 2 на рис. ПО), а следовательно, и индуктивность ДФ/А/ имеет наибольшее и постоянное значение. При увеличении нагрузки режим работы реактора переходит на более пологую часть кривой намагничивания, и индуктивность его уменьшается.

На электропоездах переменного тока применяют сглаживающие реакторы СР-800. Пульсации тока, а следовательно, и магнитного потока главных и дополнительных полюсов тягового двигателя вызывают вихревые токи в остове, увеличивающие нагрев обмоток двигателей, и отрицательно сказываются на коммутации тяговых двигателей. Пульсация магнитного потока главных полюсов вызывает также трансформаторную э. д. с. в коммутирующих витках обмоток якоря. Чтобы избавиться от трансформаторной э. д. с.в коммутирующих витках и улучшить коммутацию, уменьшают пульсацию тока возбуждения с помощью активных сопротивлений, включенных параллельно обмотке главных полюсов. При этом постоянная составляющая тока разветвляется обратно пропорционально активным сопротивлениям, а переменная — обратно пропорционально индуктивным сопротивлениям. Поэтому переменная составляющая тока полностью протекает по сопротивлению, включенному параллельно обмотке главных полюсов. Сочетание

в работе схемы сглаживающего реактора и шунтировки обмоток главных полюсов активным резистором обеспечивает устойчивую работу тяговых двигателей постоянного тока при пульсирующем напряжении.

Коммутация тока в схемах выпрямления. При рассмотрении схем выпрямления мы не принимали во внимание индуктивность трансформатора, т. е. считали ее равной нулю. На самом деле индуктивность существует и она влияет на процесс переключения тока с одного вентиля на другой — на коммутацию тока. В действительных схемах из-за наличия индуктивности обмоток трансформатора мгновенная коммутация невозможна и существует определенный переходный процесс переключения, когда ток в одном вентиле уменьшается, а в другом — увеличивается и одновременно оказываются открытыми два соседних (по порядку включения) вентиля.

Рассмотрим процесс коммутации на примере однофазной мостовой схемы выпрямления (см. рис. 107), принимая, что: активное сопротивление вторичной обмотки трансформатора и прямые сопротивления вентилей равны нулю; имеется индуктивность обмоток трансформатора; нагрузкой выпрямителя является большая индуктивность. На рис. 111 показаны кривые изменения напряжения на вторичной обмотке трансформатора, выпрямленного напряжения и токов вентилей 1-3 и 2-4. В момент, когда напряжение на вторичной обмотке трансформатора за рассматриваемый полупериод упадет до нуля, выпрямленный ток будет продолжать протекать в прежнем направлении (через вентили 1-3) благодаря действующей э. д. с. самоиндукции вторичной обмотки трансформатора. Постепенный переход нагрузки с вентилей 1-3 на вентили 2-4 начинается тогда, когда напряжение на вторичной обмотке трансформатора изменяет свое направление и начинает действовать против тока в этой обмотке. Это и будет коммутацией. В период коммутации напряжение на нагрузке выпрямительной установки равно нулю. Длительность процесса коммутации выражают в угловых единицах и называют углом коммутации у или углом перекрытия.

ЭЛЕКТРОМЕХАНИЧЕСКИЕ СВОЙСТВА ЭЛЕКТРОПРИВОДОВ С АСИНХРОННЫМИ ДВИГАТЕЛЯМИ В ГЕНЕРАТОРНЫХ РЕЖИМАХ РАБ

Для АД используют различные тормозные режимы: генераторное торможение с отдачей энергии в сеть (так называемое рекуперативное торможение), торможение противовключением и динамическое торможение с различными системами возбуждения статора. Тормозные режимы АД по способу возбуждения магнитного поля статора можно разделить на две группы: а) с независимым возбуждением, осуществляемым от сети переменного тока (рекуперативное торможение и торможение противовключением); б) с возбуждением от сети постоянного тока (динамическое торможение); в) с самовозбуждением при обмене энергией с конденсаторной батареей или при замыкании статора двигателя накоротко, когда магнитный поток создается Э.Д.С. самоиндукции. Это также динамическое торможение, причем последний вид его (при закорачивании обмотки статора накоротко) называется магнитным торможением (по определению проф. Л.П.Петрова). Все перечисленные режимы торможения применяют для асинхронных машин как короткозамкнутых, так и с фазным ротором. Применяются также различные способы реализации комбинированного торможения, ко-гда машина переключается с одного вида торможения на другой. 3.1 Генераторный режим рекуперативного торможения Как и для двигателей постоянного тока, генераторный режим рекуперативного торможения асинхронного электропривода получается при ω>ω₀, то есть при S<0. Такой режим работы используется в механизмах с многоскоростными АД, которые при переключении обмотки статора на большее число пар полюсов будут работать в генераторном режиме, отдавая (рекуперируя) запасенную энергию в сеть переменного тока (см. рис. 3.1). Механическая характеристика АД в режиме рекуперации проходит во II квадранте, являясь продолжением механической характеристики (естественной или искусственной) двигательного режима. При введении в ротор АД с фазным ротором добавочных резисторов (рис.3.2) его механические характеристики в режим рекуперации энергии будут менее жесткими.

Рисунок 3.1

Рисунок 3.2 Это обстоятельство ограничивает использование генераторного режима рекуперативного торможения при мягких механических характеристиках, так как такой режим требует больших скоростей, а тормозные моменты будут невелики. Переход в режим рекуперации возможен при частотном регулировании, как это показано на рис. 3.3. При работе в режиме рекуперативного торможения АД потребляет из сети реактивную энергию, необходимую для создания вращающегося магнитного поля, а также активную энергию, необходимую для покрытия потерь в статоре. Потери в обмотке ротора покрываются за счет внешнего источника энергии. Одновременно АД отдает в сеть активную электрическую энергию как преобразованную из запасенной при вращении механической (кинетической) энергии (

). Таким образом, АД в генераторном режиме рекуперативного торможения работает параллельно с сетью, отдавая в эту сеть на частоте 50 Гц преобразованную механическую энергию, идущую с вала от производственного механизма Режим рекуперативного торможения часто используется в грузоподъемных механизмах при спуске тяжелых грузов.

Рисунок 3.3 3.2 Генераторный режим торможения противовключением Торможение противовключением возникает при вращении ротора асинхронной машины под действием статического или динамического момента в направлении, противоположном вращению поля статора. Режим торможения АД противовключением широко применяется в практике реверсивных электроприводов, особенно в грузоподъемных механизмах и механизмах прокатных станов. 3.2.1 Способы получения режима противовключения. Энергетические соотношения Так же, как и для двигателей постоянного тока, режим торможения противовключением может быть получен перетягивающим грузом, когда М_с>М_пуск, то есть увеличением М_с при R₂=const (рис 3.4), либо увеличением R₂ при М_с=const (рис. 3.5). Режим противовключения получается также при изменении чередования фаз обмотки статора для достижения вращения АД в обратном направлении.

Рисунок 3.4 Рисунок 3.5 В этом случае меняется направление вращения магнитного поля, а ротор в начальный момент переключения будет вращаться в прежнем направлении, так как скорость двигателя не может мгновенно поменять направление из-за действия сил инерции. Таким образом АД будет вращаться против направления вращения магнитного поля, постепенно замедляясь (рис. 3.6). При ω=0 двигатель остановится, если М_с имеет реактивный характер и Мс>M (точка а на рис. 3.6). Если же при том же реактивном M_c момент, развиваемый двигателем, больше момента сопротивления, то есть M>Мс, то АД будет продолжать работать, изменив направление вращения, и разгонится в двигательном режиме до точки "б".

Рисунок 3.6 Если же момент сопротивления активный, как показано на рис. 3.7, то АД после изменения чередования фаз обмотки статора будет тормозиться в режиме противовключения, (II-ой квадрант на рис. 3.7), затем будет работать в двигательном режиме обратного хода (III-й квадрант) и после скорости - ω₀ будет работать в режиме рекуперативного торможения (IV- квадрант).

Рисунок 3.7 При вращении ротора АД против направления вращения поля в первый момент скольжение будет близко к величине S=2. Поэтому Э.Д.С., индуктируемая в роторе будет очень велика, так как, а скольжение увеличивается примерно в 35-40 раз. Это вызывает большой толчок тока в роторе, для ограничения которого в ротор необходимо включать токоограничивающие резисторы, так называемую ступень сопротивления противовключения, состоящую из сопротивления фазы ротора (r₂'), пускового сопротивления (r_пуск) и собственно добавочного сопротивления ступени противовключения (r_ПВ).

(3.1) При реверсе противовключением АД с короткозамкнутым ротором малой и средней мощности большой тормозной ток в роторе ничем не ог-раничивается. Значительные потери в роторе такого двигателя, не выводимые за пределы машины, существенно ограничивают допустимое число включений АД в час. Из известного соотношения для расчета скольжения АД

следует, что

(3.2) При режиме противовключения, когда S > 1, будет ω<0. То есть для режима обратного хода, на который переключается АД при изменении фазировки статора, скорость двигателя в первый момент становится отрицательной по отношению к скорости поля, а затем по мере торможения изменяется, стремясь к ω=0. Рассмотрим энергетические соотношения: для двигательного режима уравнение баланса мощности имеет вид:

, (3.3) где Рэ - электромагнитная мощность, забираемая из сети; Р2 - мощность, передаваемая на вал двигателя; 3I₂²R₂- потери в роторе. При записи соотношения (3.3) потери в статоре не учитываются. Мощность на валу

Для двигательного режима при S<1 и Р₂>0. Для режима противовключения: S>1 и Р₂<0, то есть мощность на валу "отрицательна", что говорит о том, что эта мощность передается в роторную цепь АД от рабочей машины. Поэтому для режима противовключения справедливо (см. соотношение (3.3)):

. Таким образом для режима противовключения уравнение баланса мощности запишется так:

(3.4) Выражение (3.4) показывает, что при противовключении АД энергия поступает в ротор из сети (машина работает как трансформатор), где преобразуется в тепло на сопротивлении R₂, а также с вала рабочей машины, то есть АД работает как генератор, преобразуя кинетическую (механическую) энергию в электрическую, а затем и в тепловую на том же сопротивлении R₂. При режиме противовключения электрическая машина представляет из себя асинхронный генератор, работающий на частоте сети (частоте в обмотке возбуждения) и последовательно с сетью. 3.2.2 Расчет сопротивления ступени противовключения Этот расчет может быть выполнен точным или приближенным способами. Точный способ расчета производится по нелинейной механической характеристике, описываемой полным (если пользоваться каталожным семейством универсальных характеристик) или упрощенным уравнением Клосса (если делать аналитический расчет). Приближенный способ расчета производится по линеаризованным механическим характеристикам. а) Точный способ расчета. Сопротивление r_ПВ находится по семейству универсальных механических характеристик. В случае необходимости какую-либо промежуточную характеристику среди имеющегося семейства универсальных кривых можно провести с помощью интерполяции (на рис. 3.8 такая характеристика показана штрих-пунктиром).

Рисунок 3.8 Из (3.1) следует, что

. Величина r_пуск должна быть рассчитана заранее. Если надо рассчитать R₂* при реверсе АД, то обычно, принимают толчок тормозного момента при реверсе такой же, как и при пуске (то есть M_ПВ*=1,5-2,5), а скорость - как максимальное значение в начальный момент торможения. Таким образом, методика рас-чета та же, что и для двигателей постоянного тока. Если нет семейства универсальных механических характеристик то расчет r_ПВ проводится по упрощенному уравнению Клосса следующим образом: 1. Для заданной точки режима противовключения (при реверсе во II-ом или при установившемся режиме торможения в IV квадранте), то есть по координатам точки противовключения M_ПВ и S_ПВ рассчитывается критическое скольжение для искусственной характеристики в режиме противовключения (S_к.пр=S_и).

, (3.4) где

(3.5) При определении S_К.ПВ перед радикалом надо брать знак "+". 2. Определяется скольжение (см. рис. 3.9) на искусственной характеристике при номинальном моменте (S_И(Н)):

, (3.6) где

Рисунок 3.9 При определении S_И.ПВ перед радикалом, надо брать знак "-". Второй корень получаемый при знаке "+" перед радикалом соответствует точке на неустойчивой ветви механической характеристике и в данном случае не учитывается. 3. Определяется полное сопротивление линии ротора по соотношению:

, откуда

. (3.7) 4. Вычисляется сопротивление ступени противовключения из соотношения (3.1):

б) Приближенный способ расчета производится по линеаризованной механической характеристике АД. Этот способ целесообразно применять тогда, когда пусковые сопротивления в роторе АД также рассчитываются по линеаризованным механическим характеристикам. Сущность этого способа состоит в следующем: Через заданную точку режима противовключения с координатами M_ПВ* и S_ПВ из точки S=0 проводится линейная механическая характеристика. Затем по вертикали номинального момента определяется сопротивление линии ротора R₂* (см. рис. 3.10) в соответствии с доказанным ранее в 1.8 соотношением R₂*=S при M*=1 (то есть при M=M_н). После этого рассчитывается величина r*_ПВ:

(3.8)

Рисунок 3.10 Сопротивление пусковой ступени сопротивления r*_пуск должно быть определено заранее. риближенным способом можно сделать и чисто аналитический расчет величины R₂* при противовключении. Из рис. 3.10 можно записать следующую пропорцию:

, откуда

(3.9) Далее по (3.8) рассчитывается значение r_ПВ*. Приближенный способ вычисления r_ПВ* может дать значительную ошибку, если заданная точка М_ПВ* лежит на существенно нелинейной части реальной механической характеристики. 3.3 Генераторный режим динамического торможения При отключении обмотки статора от сети небольшой магнитный поток остаточного намагничивания создает незначительную Э.Д.С. и ток в роторе. Взаимодействие малых величин магнитного потока и тока в роторе не может создать значительного электромагнитного потока, необходимого для торможения АД. Чтобы увеличить магнитный поток в статоре его подключают к источнику постоянного или выпрямленного напряжения. Кроме этого способа создают также схему самовозбуждения АД, подключая его обмотку статора к батарее конденсаторов или закорачивая обмотку накоротко. Так получают режимы динамического торможения асинхронной машины с независимым возбуждением или с самовозбуждением от батареи конденсаторов. Динамическое торможение с отключенной от сети и закороченной обмоткой статора называют также магнитным торможением. 3.3.1 Динамическое торможение с независимым возбуждением Если отключить работающий двигатель от сети (рис.3.11) переменного тока и подключить статор к источнику постоянного тока, то при таком независимом возбуждении получают неподвижный магнитный поток статора, который индуктирует в обмотках вращающего ротора Э.Д.С. и ток.

Рисунок 3.11 Для АД с фазным ротором в цепь ротора включается внешнее сопротивление, замыкаемое по схеме звезды. Индуктируемый в роторе ток создает свое магнитное поле, которое направлено против основного потока независимого возбуждения (реакция ротора). Взаимодействие суммарного магнитного потока с током ротора создает тормозной момент, величина которого зависит от скорости вращения ротора, величины магнитного потока в статоре и тока ротора. Ток ротора в свою очередь зависит от Э.Д.С., индуктируемой в роторе (то есть от скорости вращения ротора и магнитного потока в статоре), и от сопротивления обмотки ротора. Возможны различные варианты соединения и включения обмотки статора на постоянное (выпрямленное) напряжение (рис. 3.12).

Рисунок 3.12 Для динамического торможения высоковольтных АД постоянное напряжение на статор подается от генератора постоянного тока с регулируемым возбуждением. Наиболее просты и поэтому чаще (практически всегда) применяются схемы соединения обмоток статора по рис.3.12 (а и б). Но эти схемы не обеспечивают равномерное магнитное поле. Схемы в, и г, д и е, хотя и создают более равномерное магнитное поле, но требуют сложной схемы переключения и дополнительную коммутационную аппаратуру. Механическая характеристика АД при динамическом торможении с не -зависимым возбуждением имеет вид, показанный на рис. 3.13.

Рисунок 3.13 В процессе динамического торможения АД его магнитный поток не остается постоянным, а меняется и весьма значительно. При больших начальных скоростях в начальный момент торможения (например, скорость на рис. 3.13) Э.Д.С, индуктируемая в роторе и ток ротора I₂ велики, а суммарный магнитный поток из-за большой реакции ротора (то есть из-за большого размагничивающего потока создаваемого током ротора) имеет небольшую величину. Поэтому и тормозной момент вначале невелик. По мере снижения скорости, уменьшаются Э.Д.С. и ток в роторе, суммарный поток в машине увеличивается, причем магнитный поток растет быстрее, чем снижается ток ротора. Поэтому тормозной момент увеличивается (первая ветвь механической характеристики). С ростом магнитного потока увеличивается насыщение машины, ток в роторе начинает уменьшаться быстрее, чем растет поток в зоне насыщения. Это приводит к уменьшению тормозного момента (вторая ветвь механической характеристики на рис. 3.13). На рис. 3.14 показано влияние на механические характеристики АД в режиме динамического торможения сопротивления линии ротора R₂* и постоянного тока возбуждения в статоре (I_в*). За базовое значение этого тока принимается ток статора при холостом ходе (ток намагничивания) - I_1.x,то есть

Рисунок 3.14 Характеристики 1, 3, 5 получены для тока возбуждения I_в1*, а характеристики 2, 4, и 6- для тока возбуждения I_в2*>I_в1* и соответственно для одного неизменного значения сопротивления линии ротора R₂*. В зоне насыщения магнитной системы АД, то есть при практически неизменном магнитном потоке, увеличение сопротивления ротора (R₂₁*<R₂₂*<R₂₃*) вызывает уменьшение тока ротора и уменьшение тормозного момента (M₁, M₂, M₃ на рис. 3.14). Практика применения асинхронных электроприводов показала, что для эффективного динамического торможения в статор АД необходимо подавать ток возбуждения: I_в*=2-3 для двигателей с фазным ротором; I_в*=3-4 - для короткозамкнутых двигателей. 3.3.2 Динамическое торможение с самовозбуждением Для АД с короткозамкнутым ротором используется динамическое торможение с самовозбуждением переменным током называемое также конденсаторным торможением (рис. 3.15). Машина работает как самовозбужденный асинхронный генератор, возбуждаясь от остаточного поля в пакете ротора, которое наводит в статорных обмотках “остаточную Э.Д.С,” являющуюся источником самовозбуждения.

Рисунок 3.15 В роторе индуктируется Э.Д.С. при пересечении стержнями ротора неподвижного в пространстве магнитного поля статора. Также, как и при динамическом торможении с независимым возбуждением, взаимодействие результирующего (с учетом реакции ротора) магнитного поля с током ротора создает тормозной момент. Механические характеристики, получаемые при динамическом торможении с самовозбуждением от разряжающихся конденсаторов, показаны на рис. 3.16.

Рисунок 3.16 В данном случае максимальный момент увеличивается с уменьшением емкости конденсаторов и перемещается в область более высоких скоростей. Этот момент растет с увеличением намагничивающего тока I_μ (при C=const) и может достигнуть очень больших значений, до (10-15)М_н. Применение динамического торможения с самовозбуждением от конденсаторов ограничено из-за дороговизны конденсаторов, суммарная требуемая емкость которых может быть весьма велика. Для эффективного конденсаторного торможения АД необходимы конденсаторы емкостью 7-8 мкФ на каждые 100 Вт мощности в одной фазе машины. Например, при мощности АД в 1 кВт при Uн = 380В необходимая емкость конденсаторов составит 7,5·3·10=225 мкФ на напряжение 500В. Лишь в последние годы благодаря снижению стоимости конденсаторов динамическое торможения с самовозбуждением начинает приобретать большее распространение в электроприводе металлорежущих станков. Работы по такому виду динамического торможения АД ведет кафедра электропривода Одесского технического университета. Возможно также применение комбинированного торможения, схема и характеристики которого показаны на рис. 3.17 и 3.18. После размыкания линейного контактора Л и отключения АД от сети (контакты торможения КТ еще разомкнуты) происходит переключение по линии аб, и начинается процесс конденсаторного динамического торможения по характеристике 1.

Рисунок 3.17 Рисунок 3.18 После замыкания контактов КТ в точке С начинается процесс динамического магнитного торможения (две фазы обмотки статора через вентили выпрямительного моста закорочены накоротко) по характеристике 2. В точке d начинается процесс динамического торможения с независимым возбуждением по характеристике 3. Сравнивая между собой различные способы торможения короткозамкнутых АД следует отметить, что торможение противовключением дает наибольшее быстродействие, но сопровождается большими толчками тормозного тока, большой индуктированной в роторе Э.Д.С. в начальный момент торможения. Оно определяет большую крутизну механических характеристик и значительные потери энергии в роторной и статорной цепях. Динамическое торможение не требует больших затрат энергии, но требует источник постоянного тока. Динамическое торможение обеспечивает более плавное торможение АД и точность остановки его. Конденсаторное торможение эффективно лишь в начальный момент, при высоких скоростях АД. При малых скоростях уменьшающаяся Э.Д.С. самовозбуждения становится ниже критического значения (так же, как и при динамическом торможении с самовозбуждением машин постоянного тока). Это обуславливает падение потока возбуждения и тормозного момента. Окончание процесса торможения проходит на выбеге, когда электромагнитный тормозной момент равен нулю.

двигателями постоянного тока по скорости
Характеристики разомкнутых ЭП, построенных по системе «преобразователь—двигатель» (П — Д), имеют относительно невысокую жесткость из-за влияния внутреннего сопротивления преобразователя. Для получения значительных диапазонов и высокой точности регулирования скорости требуется иметь более жесткие характеристики, которые можно получить лишь в замкнутой системе П—Д. Кроме того, характеристики разомкнутой системы не обеспечивают точного регулирования (или ограничения) тока и момента, что также требует перехода к замкнутой системе.

Рисунок 1 - Схема замкнутой системы П—Д с отрицательной обратной связью по скорости