Асинхронный электропривод с тиристорными коммутаторами - Петров Л.П., Подзолов Р.Г., Ладензон В.А., Обуховский М.П.

Автор: Петров Л.П. Подзолов Р.Г. Ладензон В.А. Обуховский М.П.

Теги: электротехника характеристика машин по способу привода электродвигатель электропривод промышленная электроника асинхронные двигатели

Год: 1970

Похожие

Тиристорные преобразователи напряжения для асинхронного электропривода

Общий курс электропривода

Общий курс электропривода. Для студентов вузов

Математическое моделирование электроприводов переменного тока с полупроводниковыми преобразователями частоты.

Текст

БИБЛИОТЕКА ПО АВТОМАТИКЕ
Выпуск 380
Л. П. ПЕТРОВ, В. Л. ЛАДЕНЗОН,
М. Я. ОБУХОВСКИИ, Р. Г. ПОДЗОЛОВ
АСИНХРОННЫЙ
ЭЛЕКТРОПРИВОД
С ТИРИСТОРНЫМИ
КОММУТАТОРАМИ
«ЭНЕРГИЯ»
Москва 1970

6П2.1.081
А 90
УДК 621.313.333:62-83:621.314.632
РЕДАКЦИОННАЯ КОЛЛЕГИЯ:
И. В. Антик, Г. Т. Артамонов, А. А. Воронов, Л. М. Закс,
В. С Малов, В. Э. Низе, О. В. Слежановский, Б. С. Сотсков,
Ф. Е. Темников, М. Г. Чиликин, А. С. Шаталов
А 90 Асинхронный электропривод с тиристорными
коммутаторами. М., «Энергия», 1970.
128 с. с илл. (Б-ка по автоматике. Вып. 380).
Перед загл. авт.: Л. П. Петров, В. А. Ладензон,
М. П. Обуховский, Р. Г. Подзолов.
В книге рассматривается управление асинхронными коротко-
замкнутыми двигателями при помощи тиристорных коммутаторов.
Изложены принципы и особенности такого управления и применения
тиристоров для формирования пусковых, тормозных и некоторых спе-
циальных режимов бесконтактного асинхронного привода. Основное
внимание уделено динамике асинхронного привода с учетом электро-
магнитных переходных процессов и математическому моделированию
как основному методу анализа и исследования. Рассматриваются так-
же принципы построения силовой части тиристорных коммутаторов
для осуществления различных режимов управления асинхронными
двигателями, проводится сравнительная оценка ряда схем коммута-
торов и описываются некоторые из них. Приводится материал экспе-
риментального исследования различных режимов привода и схем
коммутаторов.
Книга рассчитана на инженеров, специализирующихся в области
автоматизированного электропривода и промышленной электроники
Она может быть также полезна студентам электротехнических спе!
циальностей.
3-3-13
Петров Лев Поликарпович, Ладензон Вячеслав Аркадьевич,
Обуховский Михаил Петрович, Подзолов Ричард Георгиевич
Асинхронный электропривод с тиристорными коммутаторами
Редактор Л. Б. Масандилов
Технический редактор Л. Н. Кузнецова Корректор Г. Г. ЖелтовМ
Здано в набор 6/Х 1969 г. Подписано к печати 18/11 1970 г. Т-001Й
Фермат 84Х108У82 Бумага типографская № (
Усл. печ. л. 6,72 Уч.-изд. л. 8,43
Тираж 10 000 экз. Цена 45 коп. Зак. 247$
Издательство „Энергия*. Москва, Ж-114, Шлюзовая наб., 10.
Московская типография № 10 Главполиграфпрома
Комитета по печати при Совете Министров СССР.
Шлюзовая наб., 10.

ПРЕДИСЛОВИЕ
Разработка и широкое распространение управляемых кремние-
вых вентилей — тиристоров, обладающих высокими энергетическими
и эксплуатационными свойствами, позволяют по-новому подойти
к созданию управляемого и регулируемого приводов с асинхронными
короткозамкнутыми двигателями.
Наиболее заманчивой при этом представляется разработка асин-
хронного привода с управляемым тиристорным преобразователем ча-
стоты, способного успешно конкурировать с регулируемым приводом
постоянного тока. Эта задача является одной из важнейших в тео-
рии и практике современного автоматизированного электропривода,
и поэтому ее решению ведущие научно-исследовательские организа-
ции уделяют главное внимание.
Наряду с этим применение тиристоров для коммутации статорных
цепей двигателей позволяет решить более скромную, но не менее
перспективную задачу создания простого и надежного бесконтакт-
ного асинхронного привода с хорошими динамическими свойствами.
При помощи быстродействующих тиристорных коммутаторов можно
эффективно воздействовать на процессы разгона и замедления при-
вода, осуществлять интенсивное торможение, точную остановку,
а также отработку малых и установочных перемещений. Кроме того,
безыскровая коммутация, отсутствие подвижных частей и высокая
надежность делают применение тиристорных коммутаторов весьма
заманчивым даже для обычных приводов, работающих с большим
числом включений, во взрывоопасных и агрессивных средах либо
в условиях тряски и вибраций.
Однако.развитию этого второго направления не уделяется долж-
ного^ внимания, комплектные тиристорные коммутаторы до настоя-
щего времени промышленностью не выпускаются, а их разработка
ведется небольшим числом организаций. В публикуемых работах
рассматриваются главным образом схемные решения тиристорных
коммутаторов, а вопросы формирования динамики приводов с асин-
хронными двигателями, управляемыми такими коммутаторами, осве-
щаются мало.
Настоящая работа имеет своей целью восполнить в некоторой
степени этот пробел и обратить внимание не только на возможности,
которые открывает применение тиристоров для управления асинхрон-
ными короткозамкнутыми двигателями, но и на основные особен-
ности работы привода и принципы формирования режимов управле-
ния. Из-за ограниченного объема не рассматривается управление
статическими характеристиками, в том числе и в замкнутых си-
стемах.
Этой же причиной определяются отбор материала и его рас-
положение. После краткого описания принципов тиристорного управ-
3

ления рассматриваются режимы управления и моделирование как
основной метод их исследования. В заключение приводится описа-
ние нескольких простых и проверенных длительной эксплуатацией
схем тиристорных коммутаторов, которые могут быть рекомендованы
для практического применения.
В работе в основном излагаются результаты исследований, про-
веденных на кафедре электропривода Одесского политехнического
института, с учетом разработок таких ведущих научно-исследова-
тельских организаций, .как ЭНИМС, МНИПКТИ, ВНИИЭМ, ТПЭП,
УПИ и некоторых зарубежных авторов.
В списке литературы указаны только те источники, которые
были использованы при выполнении исследований либо в которых
более подробно разработаны отдельные, упоминаемые в книге во-
просы.
Авторы считают своим приятным долгом выразить благодар-
ность рецензенту доктору техн. наук, проф. М. М. Соколову за ряд
полезных замечаний и советов и канд. техн. наук Л. Б. Масанди-
лову за тщательное редактирование.
Книга является первым отечественным изданием, посвященным
систематическому изложению основных вопросов применения тири-
сторных коммутаторов для управления асинхронными электропри-
водами с короткозамкнутыми двигателями и, естественно, не сво-
бодна от недостатков. Поэтому все замечания и предложения по
работе будут авторами приняты с благодарностью.
Авторы

ПРИНЯТЫЕ ОБОЗНАЧЕНИЯ
Амплитудные, или действующие, значения токов, напряжений,
потокосцеплений и моментов обозначаются прописными буквами,
а мгновенные значения — соответствующими_ строчными буквами.
Векторные величины обозначаются чертой (С/), а относительные —
о
кружком (U) над буквенным обозначением. Векторы и параметры
статора и ротора обозначены индексами s и г, а их разложение по
двум ортогональным осям — индексами х (вещественная ось) и
у (мнимая ось).
Ниже приведены основные буквенные обозначения, принятые
в книге.
UH, [/м, — номинальное, максимальное, рабочее напряжения;
Uc, £/Рез — напряжения сети и результирующее;
Uг, ия, и? — напряжения на нагрузке, двигателе, тиристоре;
/д, /п, /т — токи двигателя, пусковой, тиристора;
h> h-c> *у.в — токи управления тиристора, управления спрямле-
ния, управления включения;
t(0)—начальное значение тока;
/*т, хт — сопротивления контура намагничивания;
гд> гр> гт — сопротивления добавочное, регулировочное, цепи
управления;
а — коэффициент рассеяния по Блонделю;
р — коэффициент рассеяния статорной и роторной
обмоток при коротком замыкании;
е, ехр — основание натуральных логарифмов;
г|), Ч? — потокосцепление;
m, М — вращающий момент двигателя;
t — текущее значение времени;
Т, т—постоянные времени;
п — скорость вращения двигателя;
со, соо — угловая скорость двигателя, поля статора и сети;
5, s(t) — скольжение, текущее значение скольжения;
8 — ускорение привода;
/д, h —моменты инерции двигателя, суммарный привода;
(ot — текущее значение угла, отсчитываемое от общего
начала координат;
а, |3, Я — углы открывания, закрывания, проводимости ти-
ристора;
5

ctrp, акр — углы открывания граничный и критический;
tt(+), а(-) — углы открывания в положительный и отрицатель-
ный полупериоды напряжения при несимметрич-
ном управлении;
Ф — фазовый угол сдвига тока относительно вызвав-
шего его напряжения;
v — начальная фаза рассматриваемого напряжения
относительно выбранного начала отсчета;
Хи — ширина импульса;
Д—диапазон изменения углов управления;
fc fv — частота сети, генерации импульсов;
k — различные коэффициенты.

ГЛАВА ПЕРВАЯ
ПРИНЦИПЫ ТИРИСТОРНОГО УПРАВЛЕНИЯ
АСИНХРОННЫМИ ДВИГАТЕЛЯМИ
1. ТИРИСТОРНЫЙ ЭЛЕМЕНТ КАК КОММУТАТОР
ОДНОФАЗНОЙ ЦЕПИ ПЕРЕМЕННОГО ТОКА
Два встречно-параллельно включенных тиристора образуют си-
ловой тиристорный элемент (ТЭ), представляющий по существу
быстродействующий выключатель с управляемым импедансом, при
помощи которого можно коммутировать однофазную цепь перемен-
ного тока и изменять средние величины тока в цепи и напряжение
на нагрузке.
При замене одного из тиристоров диодом образуется тиристор-
но-диодный элемент (ТДЭ), позволяющий осуществлять изменение
величины тока только в течение одного из полупериодов приложен-
ного напряжения, и поэтому ТДЭ по своим возможностям аналоги-
чен ТЭ с несимметричным управлением, когда изменяется проводи-
мость только одного из тиристоров.
Тиристорный элемент, состоящий из двух встречно-параллельно
включенных тиристоров, может быть заменен одним симметричным
тиристором (симистором), который также позволяет изменять вели-
чину тока в каждом из двух полупериодов приложенного напря-
жения.
При включении ТЭ в цепь с чисто активным сопротивлением
форма кривой тока при открытом тиристоре повторяет форму кри-
вой приложенного напряжения. Поэтому при подаче на управляю-
щий электрод тиристора открывающего импульса, смещенного на
угол а относительно нуля действующего напряжения, в цепи сразу
возникает ток, как это показано на рис. 1,а. В течение проводящей
части полупериода, характеризуемой углом проводимости Я, ток
изменяется по синусоиде и прекращается при перемене знака напря-
жения на аноде. Поэтому угол закрывания \$ в цепи с чисто актив-
ным сопротивлением всегда равен я.
При коммутации цепи с активно-индуктивным сопротивлением
возникает э. д. с. самоиндукции, задерживающая нарастание и спа-
дание тока. Форма тока в такой цепи не повторяет форму прило-
женного напряжения, и ток прекращается с запаздыванием по
отношению к моменту изменения знака приложенного напряжения,
как показано на рис. 1,6. При этом угол проводимости X равен раз-
ности между углом закрывания р и углом открывания а.
7

В пределах угла проводимости ток через тиристор может быть
определен из уравнения электрического равновесия цепи
di
£/Msinco*= iR + L~dt- 0)
Уравнение (1) для тока через один из тиристоров справедливо
в интервале углов аг^сй^р, вне которого ток не существует. Реше-
ние этого уравнения
U Г
/=-^-cos? sin (со^ — у) — sin(a— 9)е *8 * U (2)
где ср = arctg-^-■"'угол, характеризующий [параметры нагрузки, и
Рис. il. Ток и напряжение однофазной цепи переменного
тока, управляемой встречно-параллельными ТЭ.
а — активная нагрузка; б — активно-индуктивная; в —то же, но
с независимой синусоидальной э. д. с.
8

поэтому в дальнейшем называемый фазовым углом нагрузки. Угол ф
представляет собой сдвиг по фазе в установившемся режиме между
током и напряжением данной цепи, если в ней отсутствуют тири-
сторы.
Ток в цепи на рис. 1,6" согласно выражению (2) состоит из двух
составляющих: составляющей вынужденного режима
tB = cos у sin (Ы — <р)
й свободной составляющей
/в»в дТ- cos <р sin (а — <р) е tg ф ,
затухающей по экспоненте с постоянной времени, зависящей от фа-
зового угла нагрузки.
Начальное ?"*НРНио гъпбппипй спстяпл^той тлтга р ариетту
мгновенному значению вынужденного тока при 6)1= а. В момент за-
крывания тиристора при со£=р величина Ub также "равна мгно-
венному значению тока /в. Определение тока в цепи на рис. 1,6
возможно по уравнению (2), если заданы угол <р и углы открыва-
ния а и закрывания Р либо угол проводимости X. Последний мож-
но найти из (2) при использовании граничных условий. Подставляя
в (2)
xo/=a+iA, и /=0,
получим уравнение, связывающее угол проводимости с величиной
углов а и ер:
\_
ts Ф
sin (a + X —. <р) — sin (a — <р) е = О,
откуда
sinX ,
~ = tg (a - ф). (3)
tg ф .
е — cos Л.
Полученное выражение трансцендентио относительно искрдай„.ДёЛЕг..
чины X и решается численными"методами." £ литературе приводятся
1зЯви5ш7стй^^ ■пгафИКОв* и таблиц"
TJT ЗГ35" V Ш - ™- - " ' J -----
^^Ё^й^^^^ывающие импульсы поступают на управляющий элек-
~ (2), свободн ~
трод тиристора _с углом a = cp, то, как следует из (z), свободная со-
ставляющая тока нерзШтШёт и тпк о,пр^д^дяется только вынуж-
денной составляющей. При этом конец импульса токя чер^з один
из тиристоров совпадает с началом импульса через нтпрпй. Этот
гол открывания приняло называть критическим аКР, потому что
гш а>аКр ток носит прерывистый характер, а при a<aKp — непре-
рывный. >
г__^Дл~получения непрерывного синусоидального тока при а.<?у^
| ширина открывающего импульса 1ц должна быть не менее разности
В"у^тившщ^ £ддоа£^йхк№в^1к^^ "закончится
9

„раньше, чем прекратится ток в параллельном вентиле, и тир_истор,
j2Tj£r^£Tb_gn не гмлж^т —^произойдет пропуск импульса. _
При работе тиристорного элемента с у гло м__откр ы в а н и я а — а и Р
угол проводимости X равен я и__происходит непрерывное поочеред-
ное открывание тиристоров синхронно с переходом через нуль тока
в цепи нагрузки. Поэтому переключение тиристоров при условии
а^аКр можно называть синхронным переключением в отличие от
задержанного, имеющего место при условии а>аКр, когда подача
управляющего импульса производится с задержкой относительно
момента возможного появления тока.
3aKpbjBajHHe^jij^^ ^rjoica^ji^iicxp^HT
при^гер'е^ н апр я жения^на_
аНр^е,^. 'ёГ "имеет место естествешшя^шм^
отключение 1йЖ^бЖёТ~^затянуться""до""конца ""полупериода, если
командный сигнал на закрывание подан в начале этого полупе-
риода, когда тиристор уже проводит ток. Поэтому максимальное
время отключения может достигать величины 0,01 сек, что значи-
тельно превышает время включения тиристора (5—10 мксек).
В цепи с источником независимой переменной э. д. с.
Еш sin (cd/+y) хцк^ определяется с учетом действующего результи-
.^ющ^го
равновесия цепи преобразуется к виду
di
Uк sin ю* — £м sin (at + y) = iR + L -jp (4)
решение которого в интервале npoB^HMOjcra^npH начальных усло-
Bj№x~x&f^u и^^^ЦГ.дШЗЩЖШние^' для"" тока через ^ш^ттзгттши-
ГЩр'ажёние для тока через '
сторов
со*_а
l~ Z
где
|^sin (cof — в — «p) — sin (а + 5 — «p) ^ tg *
£/м.Рез = Уи2м + Е2м-2иыЕкСО*ч
— амплитудное значение результирующего напряжения;
£м sin у
(5)
д = arctg
— фазовый сдвиг результирующего напряжения относительно напря-
жения питающей сети.
Примерный характер изменения тока в цепи с ТЭ для этого
случая приведен на рис. \,в. При. синхронном,, переключении ток
отстает на^угол ф от результирующего напряжения U*,~v»*~s\n Ш4»
Вхоиже напряжение приклagMg£!^!LJL^
при задержанном переключении в диапазоне углов
(Р—я)<со/<а.
^Й^ЙШ^т^ия углов открывания тиристоров в положителыша
и отрицательный^

. нию постоянной составляющей тока,
оценить по выражению
Степень..
симметрии можно
Аа=2-
(6)
где а+ и а- — углы ojj^ЬЩДЙЛЯ--ТИристпргш^тахш^т.с^шшл-ш^r-hqm
шГтельТши^^от^
Вё^Ъчинь^иьш^ 1тост^яш^т^01^
дяютТяГПвеличинои и зн£^ом_стшещ_^т!ммат^1ш.—Определение
каждого из тир и стор ов в отдел ьн о сти: аи а ло гич1 i qv . д аде£ .рассмотрен- -
ному'"^^^
^Гйен15:и"''углов а+, а_ и р+, !|_. _
^'ITpir "иесйМмёТр^ * изменяется определение крити-
ческого угл-а~откры-в^^^^
из тиристоров а+<л возможно включение сопряженного тиристора
с углом а<ф, в связи с чем а_>я. Таким образом, при Аа=й=0 кри-
тический угол открьщажа^О^^
^ътватшя^Другого, параллельно включенного. —
2. ТИРИСТОРНЫЕ КОММУТАТОРЫ В ТРЕХФАЗНЫХ ЦЕПЯХ
Тирист;о])1ш^_^й2£авление трехфазной нагрузкой, включенной^
зв ездои^'сГ и з о л ир ов^шш^^
от в'ёТтйчЖы" а^и^р 1Гчер е д о в гшшо^^ бшем случае 6 раз в течение^
^'дШго^ТГе^рттб'Яа, участков симметрично-токового (СТ) режима, кото-""
рый характеризуется наличием тока во всех фазах, и режима не-
*симметрично-токового (НТ), когда ток в одной из фаз отсутствует.
Для этого случая основным вопросом при определении зависимости
напряжения на трехфазной нагрузке, управляемой углом открыва-
ния вентилей, является нахождение интервалов существования НТ
и СТ режимов. На каждом из интервалов напряжение опреде-
ляется, как показано ниже, из рассмотрения диаграмм проводи-
11

при открывании или закрывании тиристора в какой-либо фазе
изменяется ток в двух других фазах нагрузки;
в СТ режиме напряжение на фазе нагрузки иг равно фазному
напряжению сети;
в НТ режиме иг определяется линейным напряжением тех фаз
сети, которые в данный момент подключены проводящими тири-
сторами.
Руководствуясь изложенным и принимая предварительно, что
jr^P^(2jt—а), можно записать уравнения напряжений иг для лю-
бой схемы тиристорного коммутатора (ТК). В. дальнейшем рассма-
тривается иг на фазе Л. Начало отсчета текущей угловой коорди-
наты cof выбирается совпадающим с «положительным» нулем на-
пряжения. этой„ф.азьГ"*"
Работа тиристорного коммутатора, состоящего из трех ТЭ
(рис. 2,6), на трехфазную активно-индуктивную нагрузку, пояснена
диаграммой на рис. 3, где показано формирование напряжения на
нагрузке в зависимости от участков проводящего состояния тири-
сторов. На диаграмме относительно трех синусоид фазных напря-
жений иА, uBi ис, сдвинутых на 2я/3 относительно друг друга, по-
казаны участки проводимости тиристоров во всех фазах, обозначен-
ные 1т i—*т6-
Каждый участок проводимости /т начинается со сдвигом на
угол а относительно нуля соответствующего фазного напряжения
в положительный полупериод и на угол (а+эт) в отрицательный
полупериод, а заканчивается через интервал проводимости X<Jt.
Угол закрывания каждого из тиристоров находится в диапазоне
7Z <^ (J <^ a -f 7Z.
Разметив на диаграмме участки проводимости тиристоров для
каждой фазы, можно определить границы СТ и НТ режимов для
рассматриваемой фазы нагрузки. Так, в диапазоне углов от 0 до
— ~~3~)' когда еще не открылся тиристор в фазе В, нагрузка
фазы Л и нагрузка фазы С подключены проводящими тиристора-
ми Ti и Г6 к напряжению сети между фазами Л и С, в силу чего
напряжение на каждой из фаз равно 0,5иАс В следующий интер-
вал времени, когда открывается Т3у наступает СТ режим, в кото-
ром к нагрузке приложено фазное напряжение. Закрывание тири-
стора Ti вызывает начало бестоковой паузы для фазы Л, в связи
с чем напряжение на этой фазе равно нулю. Открывание парал-
13

лельиого вентиля Т2 с углом а вновь приводит к СТ режиму, ко-
2
торый продолжается до со/ = р—— я, затем вследствие закрыва-
ния тиристора Те питание нагрузки производится от фаз Л и В.
Результирующее напряжение на нагрузке фазы Л показано на рис. 3
(нижняя часть). Анализ полученной диаграммы позволяет описать
а4 Н .
Рис. 3. Диаграмма формирования напряжения на одной
фазе активно-индуктивной нагрузки при управлении
встречно-параллельными ТЭ в «дограничном» режиме.
14

напряжение на нагрузке следующими выражениями:
О
£/Msin tot
при Р — тс <; tot а;
2
при а ^ tot <; р — -g- тс;
f тс \ 2 тс .
£/м sin I tot + — J при Р g-Tc<(of <а + —>
тс тс
£/м sin tot при <Н—< cof < (J — -g-;
КЗ" / тс \ я тс 2
~2— ^Msin I <*t ~ "g" J ПРИ Р з~< со/ < а -|~ -g- тс;
Um sin tot
при а+ — тс < tot < (J.
(7)
Выражения (7) и диаграмма напряжения на рис. 3 полностью
согласуются с экспериментальной осциллограммой напряжений на
одной фазе активно-индуктивной нагрузки с cos ср = 0,48, управляе-
Рис. 4. Осциллограмма напряжений и тока одной
фазы трехфазной нагрузки с cos q>=0,48 с тиристор-
ным коммутатором по схеме рис. 2,6.
а — «дограничный» режим управления, а=75 эл. град; б —
«сверхграничный» режим управления, а=140 эл. град.
мой тиристорами, соединенными по схеме рис. 2,6. На этой осцил-
лограмме, приведенной на рис. 4,а, кроме тока и напряжения иг на
нагрузке, записаны в таком же, как и иг масштабе, фазное напря-
жение и в масштабе, уменьшенном в 2 раза, линейные напряже-
ния и ас и иАв-
На участках СТ режима кривая напряжения uz на фазе А на-
грузки совпадает с синусоидой фазного напряжения иА б раз в те«
15

чеиие одного периода. Во время бестоковой паузы, в промежутке
между импульсами тока, напряжение иг равно нулю. Когда в НТ
режиме рассматриваемая фаза А нагрузки подключена проводя-
щими тиристорами к фазам А и В сети, а тиристоры в фазе С за-
крыты, напряжение иг совпадает с синусоидой напряжения иАв, но
с уменьшенной в 2 раза амплитудой. Аналогично при закрывании
тиристоров в фазе В и проводящих тиристорах в фазе С это на-
пряжение становится равным 0,5uac-
Как видно из осциллограммы, ток имеет сложную форму, отра-
жающую действие чередующихся напряжений с различными ампли-
тудами и фазами. Границы участков НТ и СТ режимов определя-
ются выражениями (7).
При увеличении а углы проводимости тиристоров уменьшаются
и, ввиду взаимозависимого характера протекания тока через тири-
сторы, при углах открывания, больших некоторого граничного агр,
наступает другой режим, когда нет интервалов времени с протека-
нием токов в трех фазах. При а<агр в дограничном режиме, воз-
можно одновременное открывание тиристоров в трех фазах, что
определяет существование на некоторых участках СТ режима на-
грузки. При а>агр, в сверхграничном режиме, тиристоры откры-
ваются попарно, между участками их проводимости появляется
бестоковая пауза и СТ режим нагрузки возникнуть не может. Каж-
дый из тиристоров должен открываться дважды в течение одного
полупериода для совместной поочередной работы с тиристорами
в двух других фазах (рис. 5).
При графическом изображении участков проводимости в сверх-
граничном режиме следует учитывать, что каждый из тиристоров
открывается дважды со сдвигом в 60 эл. град, поскольку именно
на такой угол сдвинуты моменты открывания тиристоров в рассма-
триваемой схеме.
В этом случае система уравнения для напряжения на нагрузке
для различных участков имеет вид:
0
uz= ,
при р g-7t^co^<a;
( * ^1
1]ш sin I tot -f- J при a<: (ot <: P;
0 при p<(of<a-f —;
f n \ . ти iz .
/7M sin — -q-J при ai—g- =< (о/ ^ p + ~g- >
iz
0 при P + -y^(of <a+7r-
(8)
В сверхграиичном режиме управления напряжение uz опреде-
ляется только половиной величины линейных напряжений между
теми фазами сети, к которым проводящие тиристоры подключают
две последовательно соединенные фазы нагрузки.
На рис. 4,6 приведена экспериментальная осциллограмма на-
пряжений на фазе трехфазной активно-индуктивной нагрузки
с cos ср —0,48. Напряжение иг совпадает только с линейными напря-
жениями, сопряженными с фазой А. Каждому участку линейного
16

Рис. 5. Диаграмма формирования напряжения на
одной фазе активно-индуктивной нагрузки при
управлении встречно-параллельными ТЭ в «сверх-
граничном» режиме.
2—2478
17

напряжения соответствует один импульс тока. Таких импульсов два
в течение каждого полупериода. Импульсы тока одной полярности
сдвинуты на 60 эл. град. Форма и характер напряжения иг на
осциллограмме рис. 4,6 совпадают с uz на диаграмме рис. 5.
Определение границ характерных участков и величин напряже-
ний на трехфазной нагрузке позволяет перейти к определению за-
кона изменения тока. Для того чтобы найти ток в цепи, коммути-
руемой ТЭ, необходимо, кроме напряжения, определить угол прово-
димости X или угол закрывания вентиля Р=Л+а. В то же время
закон изменения напряжения на нагрузке можно записать, зная
пределы характерных участков, определяемых значениями углов а
и р. Так как величина угла открывания а обычно задана, то при
известном фазовом угле ср режим работы тиристоров полностью за-
висит от углов Р или X, величины которых определяются при ре-
шении уравнения тока.
Для определения угла проводимости X тиристоров при сложной
форме напряжения на нагрузке следует записать выражения токов
каждого участка в пределах угла проводимости. Значения токов
в конце предыдущего и начале последующего участков равны
между собой, а величины токов на концах общего участка прово-
димости равны нулю. Учитывая последнее замечание, из выражений
для токов всех участков периода проводимости можно определить
величину X.
Описанный ход решения можно проиллюстрировать на примере
трехфазного коммутатора по схеме на рис. 2,6. Для описания тока
может быть использовано уравнение (2), которое должно при-
меняться на каждом участке с учетом начального значения тока.
Пусть для рассматриваемого участка ау и ру — начало и ко-
нец участка; Шм sin (oof+v)—действующее на участке на-
пряжение; k — отношение амплитуды действующего на участке на-
пряжения к амплитуде фазного напряжения; v — начальная фаза
действующего напряжения; i==iRIUu cos ср — долевое значение тока,
отнесенное к амплитуде тока в цепи при закороченных тиристорах;
i(0)h — начальное значение тока для h — участка. Тогда
Используя выражения (9) и (7) для определения ау, k и v,
можно составить систему уравнений для тока через тиристор на
каждом из участков в течение проводящего полупериода напряже-
ния сети
/ = £sin (со*—<p + v) + [/(0)Л —
<ot—а.
— fcslnK — ч + ч)]е ,glp .
(9)
9
h = 0;
/2 = sin (tot — <p) — sin (а — y) exp
cos (X +
(10)
+ a — <p)j exp
tot — X — a -f~ n
18

U = sin (со* - ?) + [ / (0)4 - sin L - Y + j X
W<— о
Xexpl
sin [tot — <p g-y + г (0)5 + —cos (X +
+ a — <j>) exp
tot — X — a + —
tg~?
r6 = sin (tot — <p) +
Xexp
tot — a — -g- n
(10)
Значение тока в начале каждого последующего участка равно
величине тока в конце предыдущего участка. Подставляя в первые
пять уравнений системы (10) вместо at величины ру, определяемые
системой (7), получим:
!40). = i (0), = 0;
t?(0)3 = sin ^X + a — ?—l-^-*
(0)4
— sin (я — <f) exp
V3
X ^
X~ 3
cos (i
;«-?) + [
/ (0),
/3
Xcos (X + a-9) exp^-^y ;
°(0)6 = sin (x + a-j g-)+ [?(0)4-sIn X
2я
X(.-T + -f)]exp ^-
tg?
* (0).
Кз
Го Кз"
— cos (a — <p) + [i (0), + —— cos (X +
(И)
19

Решение системы уравнений (11) относительно / (0)б дает на-
чальное значение тока на последнем участке
0 У 3 3tg ф \/
1 (0)6 = —— cos (а — ф) — sin (а — ф) е У\
Х[,_Г^]. (12)
О
Подставляя значение i(0)e из (12) в последнее уравнение си-
стемы (10) и заменяя Ш на Х+а, получаем выражение, связываю-
щее угол проводимости К с заданным углом а и фиксированным
фазовым углом ср для дограничного режима:
sin X
tg (а-ф) = й • (13)
Ltg ф 2 + е —е
тс 2тс
— COS X
2 + е 3tev -е 3tgv
Как было отмечено выше, при увеличении угла открывания на-
ступает сверхграничный режим управления, в котором импульс тока
через тиристор заканчивается раньше, чем открывается следующий
тиристор. Очевидно, что граничный угол открывания агр соответ-
ствует режиму, при котором угол закрывания одного тиристора
в точности совпадает с углом открывания следующего тиристора,
отстоящим от него на угол 2я/3. Следовательно, граничный режим
наступает при угле проводимости каждого из тиристоров
*гр=-з" (14)
Значение (аГр может быть получено из выражения (9) для тока,
соответствующего второму уравнению системы (8). Это выражение
Vb ( * \
Н = —2~sin \i*t — ф + — 1 —
• sin
2
обращается в нуль при замене со/ на агр]-|- ХГр.
Тогда, учитывая (14), получаем:
cos (агр — <р) = sin ^(агр — ф) + j exp ^ —j»
откуда
«rp=arctg— тс ^(?—"т)* (16)
2e 3tg<p -1
20

Выражение (16) показывает, что с увеличением ф граница
между непрерывным импульсом тока и двумя полуимпульсами в те-
чение полупериода изменяется от 90 эл. град (при ф=0) до
J20 эл. град (при ф = 90 эл. град).
Угол проводимости тиристоров в сверхграничном режиме управ-
ления может быть определен из (15) подстановкой <о/=А,+а,
откуда
sin (а - <р + -J- _ lj - sin г + -J-^ (17)
Уравнения (13) и (17) не решаются алгебраическим путем
ввиду трансцендентной связи между а, >ф и X и разрешимы только
$М0 10 30 40 50 60 70 80 30 зл.град
0 10 40 60 80 100 ПО эл.град
Рис. 6. Универсальная диаграмма проводимо-
сти тиристоров для коммутатора по схеме
рис. 2,6.
численными (например, графическими) методами. На рис. 6 при-
ведены зависимости X=f(a, ф), полученные при решении (13)
в дограничном режиме управления в диапазоне углов ф=^а^аГр и
при решении (17) в сверхграничном режиме в диапазоне углов от-
крывания
аГр^а^150 эл. град.
При а=аГр функция X претерпевает разрыв — скачок на
60 эл. град, отражающий раздвоение импульса.
Графики углов проводимости X=f(a, ф) полностью характери-
зуют режим работы тиристоров и определяют связь между всеми
углами управления и параметрами нагрузки. Поэтому эти графики
названы универсальной характеристикой проводимости тиристоров.
Действительно, из графиков рис. 6 легко определяется диапа-
зон управления Д, равный ^~§~ п — критические углы откры-
вания, при которых Х = п\ граничные углы открывания и главное
21

угол проводимости, позволяющий определить мгновенное значение
тока нагрузки. Аналогичные методы обычно применяются при рас-
четах проводимости вентилей, коммутирующих трехфазную актив-
но-индуктивную нагрузку {Л. 9, 42 и 44].
Работу тиристорных коммутаторов, выполненных по схемам
рис. 2,в и г, можно описать при помощи диаграмм, построенных
по той же методике, что и диаграммы на рис. 3 и 5. Определение
характерных участков напряжения возможно при рассмотрении про-
водимости вентилей одновременно во всех фазах.
Работа коммутатора с ТДЭ (рис. 2, в) определяется
двумя значениями углов — а и Р для тиристора и о/ и для со-
пряженного с ним диода. При работе в дограничном режиме управ-
ления угол закрывания тиристора совпадает с углом открывания
диода, т. е. (З — о/. Граничный режим управления наступает тогда,
когда угол проводимости тиристоров становится равным 120 эл. град.
Выражение для аГр в этом случае, полученное аналогично описан-
ному выше, имеет вид:
В схеме треугольного тиристорного коммутатора [Л. 7]
(рис. 2,г) одновременное открывание двух вентилей приводит к СТ
режиму, а проводящее состояние только одного тиристора опреде-
ляет НТ режим и приложение половины линейного напряжения
к нагрузке одной фазы. Граничный режим для этой схемы насту-
пает при совпадении моментов закрывания одного из вентилей
и открывания другого. Граничный угол открывания может быть
определен по уравнению
а универсальная характеристика проводимости строится по выраже-
ниям, полученным аналогично уравнениям (13) и (17).
Приведенные на рис. 7 осциллограммы иллюстрируют специфич-
ную форму напряжения и тока на одной из фаз трехфазной на-
грузки и их связь со схемой включения ТЭ для двух режимов
управления — дограничного (рис. 7,а и в) и сверхграничного
(рис. 7,6 и г) в схемах ТДЭ и треугольного тиристорного комму-
татора. Напряжение на исследуемой фазе совпадает в СТ
режиме с фазным напряжением иА, а в НТ режимах — с полови-
ной линейных напряжений, сопряженных с фазой А. Чередование
напряжений различной величины и фазы обусловливает несину-
соидальную форму тока с провалами в периоды закрытого состоя-
ния тиристоров данной фазы.
Характерными являются скачкообразное изменение напряжения
в течение периода проводимости и одинаковая форма импульсов
тока в сверхграничном режиме для двух схем. Несмотря на несим-
метрию формы тока в положительный и отрицательный полупе-
риоды в дограничном режиме, постоянная составляющая в токе на-
грузки отсутствует.
Полученные результаты применимы для анализа процессов за-
торможенного асинхронного двигателя, которые представляют :ша-
(18)
(19)
1 +2е
3tg(f
22

чительный интерес при исследовании тиристорного пуска. В ряде
случаев выражения напряжения на трехфазной нагрузке и универ-
сальные характеристики проводимости могут быть использованы для
ориентировочного определения амплитуды первой гармоники напря-
Рис. 7. Влияние схемы соединения вентилей на
форму тока и напряжения на трехфазной на-
грузке.
а — тиристорно-диодные элементы, дограничный ре-
жим управления, а=И0 эл. град; б — тиристорно-
диодные элементы, сверхграничный режим управле-
ния, а=150 эл. град; в — треугольный тиристорный
коммутатор, дограничный режим управления, а=
=75 эл. град; г — треугольный тиристорный коммута-
тор, сверхграничный режим управления, а=
= 145 эл. град.
жения на двигателе и величины его вращающего момента при ти-
ристорном управлении с заданным углом открывания. Однако точ-
ное аналитическое выражение напряжения на вращающемся двига-
теле затруднено рядом особенностей асинхронных двигателей.
3. ОСОБЕННОСТИ КОММУТАЦИИ СТАТОРНЫХ ЦЕПЕЙ
АСИНХРОННЫХ ДВИГАТЕЛЕЙ С ПОМОЩЬЮ ТИРИСТОРОВ
Основными особенностями асинхронного двигателя, которые
отличают его от трехфазной активно-индуктивной нагрузки и опре-
деляют специфические условия коммутации, являются наличие маг-
23

нитной связи между обмотками фаз статора и ротора, а также
влияние на эту связь скорости вращения двигателя. Результатами
этого являются влияние процессов коммутации в одной из фаз на
другие; наведение напряжения в обмотке отключенной от сети фазы
двигателя; зависимость этого напряжения, называемого э. д. с. вра-
щения e(s), как и других параметров двигателя в том числе и
cos ср, от скольжения. Эти особенности обусловливают отличие ве-
личины и формы токов и напряжений двигателя от рассмотренных
Рис. 8. Осциллограмма напряжения и тока в фазе двигате-
ля А02-31-4.
а — дограничный режим управления, с*=85 эл. град- б-сверхгоа-
ничный режим управления, а=125 эл. град.
в § 2 токов и напряжений трехфазной активно-индуктивной на-
грузки.
На рис. 8 приведены осциллограммы тока и напряжений на
обмотках статора двигателя А02-31-4, коммутируемых ТЭ, вклю-
ченными по схеме рис. 2,6. На осциллограмме хорошо видна в бес-
токовый период э. д. с. вращения, а на участках проводимости она
искажает напряжение иД на обмотках двигателя, увеличивая его
в первой половине проводимости и уменьшая во второй.
Если двигатель неподвижен, то e(s) равна нулю и осциллогра-
мы напряжения и тока в обмотках двигателя совпадают с осцил-
лограммами, полученными для трехфазной активно-индуктивной на-
грузки с тем же фазовым углом, что и фазовый угол тока корот-
кого замыкания двигателя.
Наличие э. д. с. вращения делает по существу невозможным
строгий гармонический анализ тока двигателя и определение углов
проводимости коммутирующих тиристоров при различной скорости
вращения. Однако если входные сопротивления схемы замещения
двигателя и активно-индуктивной нагрузки существенно не разли-
чаются, то, как показывает сравнение осциллограмм рис. 4 и 8, фор-
мы тока и напряжения для обоих случаев достаточно близки. При
работе тиристорного коммутатора на асинхронный двигатель при
24

изменении угла открывания тиристоров наблюдается череДоЁа-
ние НТ и СТ режимов по тому же примерно закону, что и при
работе на активно-индуктивную нагрузку. Поэтому анализ работы
тиристорного коммутатора на активно-индуктивную нагрузку можно
использовать для качественного анализа процессов тиристорного"
управления асинхронным двигателем, а также уяснить особенности
работы тиристоров в различных схемах коммутаторов.
Своеобразная, несинусоидальная форма токов в статорных
цепях двигателя при отличном от нуля угле открывания коммути-
рующих ТЭ определяет не только увеличение потерь и снижение
энергетических показателей привода в установившемся режиме, но
и наличие в кривой вращающего момента периодических составляю-
щих, вызванных высшими гармоническими токов. Последнее необхо-
димо учитывать, рассматривая возможности использования тири-
сторных коммутаторов для изменения скорости асинхронных приво-
дов изменением величины приложенного к статору напряжения
(Л. 30, 39 и 45].
Для гармонического анализа и расчета токов в цепях двигателя,
коммутируемых ТЭ, необходимо, как это показано в предыдущем
параграфе, решить уравнения (10), но с учетом э. д. с. вращения,
величину которой в каждый момент времени для данного участка
проводимости тиристора аналитически выразить затруднительно. По-
этому единственным практически возможным методом расчета вели-
чин токов для этого случая является применение электронных вы-
числительных машин, позволяющих решать уравнения асинхронного
двигателя с учетом непрерывно и скачкообразно изменяющихся
величин. Методика решения таких уравнений и расчетов режимов
асинхронного привода с тиристорным управлением на аналоговых
вычислительных машинах рассмотрена в гл. 3.
Наличие э. д. с. вращения в отключенных фазах двигателя
определяет и несколько специфические условия работы самих ТЭ,
поскольку в зависимости от режима работы двигателя к тиристорам
может прикладываться напряжение, превышающее линейное напря-
жение сети.
Будем называть рабочим напряжением Uv тиристора наиболь-
шее напряжение, приложенное к тиристору независимо от его со-
стояния, в установившемся режиме работы двигателя.
При закрытых тиристорах и неподвижном двигателе величина
рабочего напряжения зависит от схемы включения ТЭ. Для схемы
с нулевой точкой рабочее напряжение равно амплитуде фазного на-
пряжения сети /7М. Для схемы на рис. 2,6 линейное напряжение
распределяется между ТЭ в общем случае неравномерно из-за раз-
броса характеристик тиристоров. Это обстоятельство вынуждает
обычно выбирать все тиристоры по амплитуде линейного напряже-
ния. Однако защитные rC-цепочки, включаемые параллельно тири-
сторам для снятия коммутационных перенапряжении, способствуют
равномерному распределению напряжения между последовательно
соединенными тиристорами разных фаз. Поэтому величины рабочего
и обратного напряжений на закрытых тиристорах равны и в этом
случае амплитудному значению фазного напряжения. В коммутато-
рах с тиристорно-диодными элементами обратное напряжение на
тиристорах отсутствует, а прямое равно линейному. Такое же на-
пряжение приложено к закрытым тиристорам в треугольных ком-
мутаторах и в случае включения ТЭ только в две фазы двигателя.
25

В случае если тиристоры открыты с углами а>акр, что опре-
деляет прерывистый характер тока, то наибольшее напряжение на
тиристорах зависит от величины а и от порядка коммутации. Так,
если открыты ТЭ в двух фазах коммутатора (рис. 2,6), то на ТЭ
в третьей фазе действует напряжение между зажимом сети и сред-
ней точкой двух фаз нагрузки. В табл. 1 приведены величины рабо-
чих напряжений для нескольких схем соединения ТЭ при неподвиж-
ном двигателе.
Наименьшее рабочее напряжение, равное с7м, имеет место для
схемы с нулевой точкой. Выполнение коммутаторов с одной глухо-
подключенной фазой двигателя для упрощения схемы приводит
к увеличению рабочего напряжения.
Наличие e(s) в двигательном режиме уменьшает значение с7р,
определенное по табл. 1. Вместе с тем нельзя выбирать тиристоры,
ориентируясь только на значение Up. Необходимо учитывать также
режим работы двигателя.
Наиболее тяжелым для тиристора является режим отключения
от сети вращающегося двигателя. При закрывании тиристоров маг-
нитное поле машины мгновенно не исчезает благодаря существова-
нию магнитного потока, сцепленного с замкнутым контуром ротора.
Если пренебречь насыщением, то затухание токов ротора имеет экс-
поненциальный характер. Апериодические токи ротора затухают
равномерно, результирующая н. с. остается неподвижной относи-
тельно ротора. Угловая частота э. д. с, наводимой в обмотке ста-
тора затухающим магнитным потоком отключенного от сети двига-
теля, равна скорости вращения ротора 'со. Напряжение на тиристо-
рах «т в этом режиме определяется суммой э. д. с. e(s) и напря-
жения сети ис.
Выражение для э. д. с. e(s), полученное из условия постоян-
ства потокосцепления до и после момента отключения [Л. 8], имеет
вид:
t__
£ (s) = ^ j (1 -» со0 Wr (0) в V г/(0° (1~5)(20)
где Lm и Lr — эквивалентные полные индуктивности соответственно
взаимная и обмотки ротора; s — скольжение двигателя в момент
отключения; ^(0)—начальное потокосцепление ротора.
Эта э. д. с. имеет частоту /о(1—s) и затухает с постоянной вре-
мени ротора %г-
Если рабочее напряжение тиристоров определяется фазным на-
пряжением, то при отключении двигателя сумма кс и e(s) для
одной из фаз будет равна:
t__
щ = и^°* jl + и\ [ 1 - s [t)] ~~ е V X
X*-7[«w<*)*-»]j. (21)
е
Здесь s (t) — ^Щ01 + 5 — текущее значение скольжения при равно-
замедленном движении; е = MT/JG — замедление привода с суммар-
ным моментом инерции /с под действием тормозного момента AfTI
26

О)
к « *i
« W О
2*; s
о. 5*
2
Ico
I CO
a
ICO
ч Я о *
та ts X со
я о H ее
в о 5-8-
сх, л: ^ R
о g g И
PQ Ч И
а
S
Ico
Ico
X
С
то т
IS
•I-
X
Ico
6 s
а
Ico
а
Ico
ч х*~-
к о .
о S к
ffl ч
а
а
в
.5
(л
а
^)
ю
g к « 2^
и о o-g^
А ° ь- .
И ч к х
о К
О Л
а
о.
V
Я
а
а
Л
Л
27

и' = 7-7^ <о0Ч*г (0) — переходное напряжение на зажимах статора
в момент отключения [Л. 8]; со0 — скорость двигателя в момент
отключения; v — фазовый сдвиг между йс и e(s) в момент отклю-
чения.
Напряжение на тиристорах фазы, совмещенной с вещественной
осью, в каждый момент времени определяется проекцией век-
тора йт на ось вещественных величин, т. е.
Ut== 1?е{йт].
Разложение вектора кт выполним в осях координат, вращаю-
щихся со скоростью поля, для чего умножим (21) на вектор
e—!<°d% Подставляя значение текущего скольжения s{t), выраже-
ние (21) можно записать в виде
t
I U'a Г ef "1 V w
Xcoefe.^s + ^^-v]}. (22)
В первый момент после отключения напряжение на тиристорах
мало, так как определяется разностью близких величин — напряже-
ния сети и э. д. с. (cosv«—il).
Для асинхронных короткозамкнутых двигателей серии А02
первого — четвертого габаритов отношение U'sjUw составляет
0,8—0,92, а скольжение в момент отключения в зависимости от
предшествующего режима нагрузки равно 0,02—0,1.
В этом случае при t — 0 из (22)
Ит(0) =0,07-0,2.
Из (22) видно, что напряжение мт изменяется от ыт(0) до UM
(при t = oo) и имеет форму биений с максимумами, превышающи-
ми Uм- В момент отключения двигателя векторы йс и e(s) находят-
ся практически в противофазе (vtzn). По мере замедления двига-
теля e(s) меняет свою фазу по отношению к вектору кс, а конец
вектора e(s) описывает спираль, радиус которой изменяется во вре-
мени в соответствии с затуханием магнитного поля двигателя и
снижением его скорости. Частота совпадения векторов, при которой
напряжение на тиристорах максимально, переменная и определяется
из выражения
Ь = ь[5 + -5Тбгф (23)
Чем быстрее снижается скорость двигателя, тем выше fUi т. е.
выше частота биений.
Годографы векторов э. д. с. и напряжения на тиристорах имеют
вид, показанный па рис. 9. При равномерно замедленном движении
вектор э. д. с. поворачивается на один и тот же угол за единицу
времени в течение всего процесса замедления, Поэтому если гра*
28

}>йчески сделать развертку во времени годографа вектора Ux, то
рна будет иметь колебательный характер.
На рис. 10,а приведена расчетная осциллограмма огибающей
результирующего вектора <7Т, полученная при решении уравнения
UT=Uc+e(s) (24)
на аналоговой вычислительной машине для случая отключения
двигателя А02-31-4 с подсинхронной скорости и торможения его
Hi
под действием момента Мт, равного 0,15МЯ. На этом же рисунке
приведена экспериментальная осциллограмма напряжения на тири-
сторе при тех же условиях отключения от сети двигателя.
Анализ выражения (22) показывает, что амплитудное значение
напряжения с7м.т на тиристорах составляет (1,4-ь 1,5) 1/м для пред-
шествующего холостого хода двигателей мощностью 0,6—4,5 кет
и (1,3-5-1,4) С/м для предшествующего режима номинальной на-
0,2 сек
L—г 1 *)
Рис. 10. Форма напряжения мт на тиристорах
при отключении двигателя от сети; £/м = 310 в.
и — огибающая ит, полученная при расчете на АВМ;
6 — экспериментальная осциллограмма.
29

грузки. С увеличением мощности двигателя в связи с ростом
постоянной tr э. д. с. двигателя затухает медленнее и (/м.т может
достичь (1,74-1,8)с/м. 1
Выражение (22) является в общем случае функцией трех пере-
менных 8 и tr, и влияние каждой из них на £/т трудно устано-
вить. Поэтому зависимость величины напряжения на тиристорах
от параметров привода была определена при решении уравне-
ния (24) на АВМ для различных асинхронных двигателей. Вариа-
ция Мт и /с при расчетах позволила заранее определить наиболь-
шее напряжение, действующее на тиристорах в различных режимах.
Графики зависимости относительного превышения напряжения
о
в функции относительного замедления е для нескольких двигателей,
полученные при моделировании режима отключения, приведены на
о
рис. 11. Из этих графиков видно, что с увеличением е, равного
е = ЖГ~7Г (2б)
о
Шч вначале растет в связи с тем, что вектор э. д. с. совпадает с vQ
через меньшее время и e(s) не успевает значительно затухнуть.
При дальнейшем увеличении замедления начинает сказываться сни-
©
жение e(s) от уменьшения скорости, в связи с чем AUT уменьша-
ется.
По графикам рис. Л1 можно приближенно определить ожидае-
мое превышение напряжения на тиристорах для различных двига-
телей в зависимости от параметров привода и режима отключения.
Изложенное показывает, что в некоторых режимах работы
асинхронного двигателя с тиристорным коммутатором в цепи ста-
тора напряжение на тиристор-
ных элементах может сущест-
венно превысить рабочее на-
пряжение. Номинальное напря-
жение отечественных тиристо-
ров, указываемое в паспорте
прибора, составляет 50—75%
напряжения лавинного пробоя
(переключения в диодном ре-
жиме). Существует класс схем,
в которых при закрытых тири-
сторах ток управления /у(0)
не равен нулю (например, схе-
мы с магнитными элементами),
что снижает напряжение пере-
ключения. Это сводит к мини-
муму запас по напряжению
тиристоров, определенный за-
водом-изготовителем, увеличи-
вает возможность самопроиз-
вольного включения вентилей
или повреждения их обратной
0,1
0 "0.5 1,0 U ?J 2,Ь 10 3,5
Рис. И. Зависимость относитель-
ного превышения напряжения на
тиристорах от относительного за-
медления привода при отключе-
нии двигателей.
% — А72-4; 2 — А02-42-4; 3 — А02-32-4;
4 — A02-12*4; 5 —АО-31-4.
30

полуволной напряжения и обусловливает необходимость увеличения
класса тиристоров по сравнению с напряжением сети.
Опасность повреждения вентилей также повышается в схемах
тиристорных коммутаторов с электрическими тормозными режи-
мами, в которых применяются дополнительные тиристоры, увеличи-
вающие постоянную составляющую тока при торможении. Ток тор-
мозных тиристоров, протекающий по одной или двум фазам ста-
тора, наводит при вращении двигателя дополнительную э. д. с, за
счет чего повышается действующее на тиристорах напряжение.
ГЛАВА ВТОРАЯ
РЕЖИМЫ РАБОТЫ АСИНХРОННЫХ
КОРОТКОЗАМКНУТЫХ ДВИГАТЕЛЕЙ
С ТИРИСТОРНЫМ УПРАВЛЕНИЕМ
4. ПРИНЦИПЫ ФОРМИРОВАНИЯ ДИНАМИЧЕСКИХ
ХАРАКТЕРИСТИК ДВИГАТЕЛЕЙ ПРИ ПОМОЩИ
ТИРИСТОРНЫХ КОММУТАТОРОВ
Известная механическая характеристика асинхронного двигателя
выражает связь между установившимися значениями скорости и мо-
мента и представляет собой геометрическое место точек равновесия
системы двигатель — нагрузка. Эта характеристика справедлива
только для установившегося режима и называется статической.
В последнее время широко используется понятие динамической
механической (или просто динамической) характеристики, которая
связывает мгновенные значения скорости и момента двигателя.
Динамическая характеристика, отражая действительную связь
между моментом и скоростью двигателя при переходе от одного
равновесного состояния к другому, служит важнейшим показателем
динамики электромеханической системы, и формирование такой ди-
намической характеристики является по существу формированием
заданного переходного режима управления приводом.
Установившееся значение момента двигателя при постоянной
частоте питающей сети однозначно определяется скоростью двига-
теля, его параметрами, величиной и характером системы питающих
напряжений, т. е.
М=/(ю, z\ и).
Мгновенное значение электромагнитного момента m зависит
не только от со, 2 и и, но и от производных этих величин и их на-
чальных значений
.Г d<u лч dz du l
где со(0) — начальное значение скорости двигателя; 2(0)—начальг
ные значения сопротивлений; «(0) — система напряжений, прило-
женная к обмоткам двигателя либо наводимая в них затухающим
магнитным полем в момент подключения к системе напряжений и.
31

Формирование динамических характеристик принципиально воз-
можно путем вариации многих переменных. Однако, как показали
последние исследования [Л. 18], наибольшие возможности откры-
ваются при создании необходимых, в том числе и ненулевых, на-
чальных условий и при формировании закона изменения питающих
напряжений во времени.
В некоторых частных случаях формировать динамические ха-
рактеристики можно с помощью релейно-контакторной аппаратуры
и в схемах дроссельного электропривода. Можно, например, стаби-
лизировать ударные моменты при реверсе двигателя и значительно
уменьшить их величину за счет гашения затухающего поля предва-
рительным замыканием обмоток статора, можно также ограничи-
вать ударные моменты при пусках и реверсах путем ограничения
скорости изменения приложенного к двигателю напряжения с по-
мощью дросселей насыщения либо других предвключенных сопро-
тивлений.
Однако наиболее удобно формировать динамические характери-
стики асинхронных приводов при помощи тиристорных коммутато-
ров, позволяющих сравнительно просто создавать необходимые на-
чальные условия и задавать требуемый темп изменения величины
приложенного напряжения путем управления углом открывания ти-
ристоров.
Часто возникает необходимость в ограничении ударных элек-
тромагнитных переходных моментов с тем, чтобы мгновенные значе-
ния моментов двигателя мало отличались от определяемых по ста-
тической характеристике. Наиболее просто эта задача решается пу-
тем задания необходимых начальных условий, что возможно прак-
тически только при помощи тиристорных коммутаторов. В ряде слу-
чаев бывает необходимо ограничить ускорения привода и их произ-
водных для получения заданного темпа переходного режима меха-
низма. Такая задача наиболее полно решается тоже при помощи
тиристорных коммутаторов путем создания необходимого закона
изменения системы питающих напряжений. Таким образом, тири-
сторные коммутаторы являются универсальным средством форми-
рования переходных процессов.
Из изложенного видно, что формирование динамических харак-
теристик представляет наиболее общую задачу управления асин-
хронными двигателями, охватывающую как частный случай получе-
ние необходимой статической характеристики. Поэтому в дальней-
шем рассматривается только динамика управления асинхронными
двигателями.
5. УПРАВЛЕНИЕ ПУСКОМ ДВИГАТЕЛЯ
При помощи тиристорных коммутаторов может производиться
как неуправляемый, прямой пуск, аналогичный пуску от обычного
магнитного пускателя, так и управляемый — с заданной динамиче-
ской характеристикой либо только с ограничением пусковых токов
и момента. В первом случае при подключении двигателя к сети
три ТЭ коммутатора должны быть полностью открыты, а во вто-
ром— управление ТЭ должно производиться с изменяющимся
углом, определяемым заданными условиями пуска.
Известно, что сдвиг по фазе тока двигателя от приложенного
напряжения изменяется в процессе пуска в зависимости от скорости.
Фазовый угол достигает своего минимального значения (рмин в зоне
32

При фо<а<сру в начальн-ой- стадии пуска, пока а остается'
больше текущего значения ;ср, происходит пуск с ограничением пу-
скового тока, а следовательно, и момента за счет запаздывания
открытия тиристоров. В конце разгона после прохождения зоны
критического скольжения, когда угол ср, увеличиваясь от срМин.
приближается к своей установившейся величине и становится рав-
ным углу а, тиристоры открываются во всем диапазоне проводи-
мости. Таким образом, в начале пуска имеет место режим задер-
жанного переключения тиристоров с ограничением пускового тока
'и автоматический за счет изменения угла ср переход к режиму .син-
хронного переключения в конце пуска с подачей полного напряже-
ния на двигатель, что обеспечивает его работу при номинальных
параметрах. Наибольшее ограничение пусковых тока и момента
в этом режиме имеет место в зоне критического скольжения.
При а>фу имеет место режим задержанного переключения ти-
ристоров, который сохраняется и после окончания процесса разгона
двигателя. Благодаря большой величине а происходит значительное
уменьшение пусковых тока и момента, что определяет и заметное
увеличение времени разгона двигателя. Для того чтобы в устано-
вившемся режиме двигатель мог работать с номинальными пара-
метрами, в этом случае необходимо после окончания разгона изме-
нить величину угла а до значения а^фн-
На рис. 12 приведены типичные осциллограммы пуска асинхрон-
ного короткозамкнутого двигателя при помощи тиристорного ком-
мутатора для трех рассмотренных выше случаев. При прямом пуске
угол а был меньше угла фмин, равного 30 эл. град. Углы ф0
и фу соответственно равны 40 и 70 эл. град.
Величины тока /, момента М и скорости п на осциллограммах
указаны в относительных единицах (кружок над буквенным обо-
значением). При этом, как и в дальнейшем, за базовые величины
принимаются номинальные величины тока, напряжения, момента
и синхронная скорость.
Приведенные осциллограммы показывают, что, осуществляя пуск
при постоянном угле а, можно ограничдтА.Л1У^
чины ударных электромагнитных..моментов, но это_достигается за
счет "снижения быстродействия п р и во д а~из-з а уменьше'ния^1Ш~то7ШКГг^
. ^К^ЩТут^етш^ жГи средней величины ^м^межд.,двигатедя."
Ограничение ударных моментов при сохранении малого времени
разгона возможно при непрерывном изменении угла а в течение
всего процесса пуска с тем, чтобы приложенное к двигателю напря-
жение увеличивалось от нуля до номинального. В этом случае
электромагнитные переходные моменты значительно ослаблены
[Л. 18], а для сохранения быстродействия привода увеличение на-
пряжения должно происходить достаточно быстро.
3-2478 33

Поскольку аналитическое определение необходимого закона
изменения напряжения встречает ряд трудностей, то сначала уста-
навливаются предельные значения скорости изменения эффективного
значения напряжения на двигателе для полного подавления удар-
ных моментов.
Если скорость изменения напряжения постоянна, то в началь-
ной стадии переходного процесса она мало отличается от скорости
изменения напряжения, растущего по экспоненте с затуханием, чис-
" " 5)
а)
5,21 Н . -^as******* ' ытштщ*<i._iim u-iiiJ«
Рис. 12. Осциллограммы пуска вхолостую двигателя А02-12-4.
а прямой пуск; б — пуск при а«=60 эл. град; в — пуск при а—
«90 эл. град.
ленно равным этой скорости. Поэтому будем считать, что прило-
женное к статору напряжение изменяется по закону
(26а)
где Uc.u — номинальное напряжение сети; хи — постоянная времени.
Используя уравнения асинхронной машины [Л. 25] при напря-
жении сети, изменяющемся согласно (26а), можно найти выражения
токов и потокосцеплений обмоток для неподвижной машины. При
сооТи>10 выражения комплекса тока и сопряженного комплекса
потокосцепления статора приближенно запишутся в следующем
виде:
t___
и.
2р-
(28)
34

Выражение момента для этого случая будет иметь вид:
2/ t
Im[*V.]= аХа(4р*+1) + е -2е
(29)
или
( -г- -4Л
т = Мп\\+е *и — 2е %и J . (30)
Из приведенного выражения следует, что момент в этом случае
не содержит периодических составляющих и поэтому нет всплесков
момента. Однако такое «плавное изменение момента не рационально
из-за значительного увеличения времени разгона.
Исследование влияния постоянной времени ru = co0tu на мо-
мент с учетом изменяющейся в процессе разгона скорости двига-
теля рационально выполнять только на модели, как это .показано
в гл. 3.
В результате такого исследования установлено, что при Ти<\
ограничения ударных моментов не наблюдается, а при Гм>4 про-
исходит заметное увеличение времени разгона из-за чрезмерного
снижения величины момента. В пределах 1<Гм<3 время разгона
остается примерно постоянным, таким же, как и в прямом пуске,
однако при Ги>1,4 происходит заметное уменьшение пиков удар-
ных моментов. При этом характер влияния .величины Ти на /процесс
разгона сохраняется для различных двигателей независимо от
мощности и числа лар полюсов.
Проведенные исследования позволяют сделать вывод, что для
сохранения быстродействия привода скорость изменения напряже-
ния «е должна быть меньше скорости изменения экспоненты
с Гп = 3-ь5, т. е. с постоянной времени хи =0,01 0,015 сек, не-
зависимо от типа и параметров двигателя.
На рис. 13 приведены типичные осциллограммы процесса пуска
двигателя А-72-4, полученные на модели МН-7 при вариации вели-
1_ "с -
А /
* 1
со
\\/а \
[У \ _
г)
Рис. 13. Осциллограммы пуска двигателя А72-4 при различных по-
стоянных времени экспоненциально изменяющегося напряжения.
а — прямой пуск при tw«=0; б, в, г, д — пуск с Хи, равной соответственно
0,0032, 0,Щ5; 0.0J3; (Щ6 сек; ис — прикладываемое к статору напряжение.
3* 35

чины tu, .позволяющие оценить влияние скорости изменения эффек-
тивного значения приложенного к двигателю напряжения.
При практической реализации тиристорного управляемого пуска
необходимо учитывать несинусоидальную форму напряжения. Изме-
нение напряжения по уравнению .(26а не приведет к изменению
угла а по экспоненте. В то же время наиболее просто реализуется
экспоненциальный закон изменения а
t
а = а(0)^ а .
Изменяя постоянную времени та экспоненты
чину а(0) угла открывания, можно получить большое разнообразие
динамических характеристик.
(31)
и начальную вели-
0,1сек
iWWVWw— ^амщадд^—
Рис. 14. Осциллограммы пуска двигателя А02-12-4 с изменяющимся
углом открывания.
—. «(О) = 100 эл. град, та=0,05 сек- б — а(0) = 110 эл. град, та =0,085 сек.
Проведенные исследования показали, что динамические харак-
теристики привода при изменении угла а по уравнению (31)
практически не отличаются от характеристик, полученных при изме-
нении ис по (26а) в случае равенства постоянных 'Времени та и %и.
Поэтому .выводы, приведенные выше для управления пуском путем
изменения по экспоненте приложенного напряжения, справедливы
и для тиристорного управления' при экспоненциальном изменении
угла. Однако в последнем случае при одинаковых параметрах
привода начальные величины момента несколько меньше и пуск
происходит более плавно.
На рис. 14 приведены осциллограммы процесса пуска двигателя
А02-12-4 с изменяющимся углом открывания тиристоров коммута-
тора, соединенных по схеме рис. 2,6. На осциллограммах хорошо
видны изменяющиеся величина и характер пусковых тока и момен-
та, а также плавное изменение скорости.
Сохранение быстродействия привода при полном подавлении
ударных переходных моментов достигается наилучшим образом при
помощи ненулевых начальных условий, что сводится к созданию
перед началом пуска такого магнитного потока, который компенси-
рует свободную составляющую потока.
Условия пуска с подавлением переходных моментов можно
получить путем решения дифференциальных уравнений асинхронной.
36

машины. Эти уравнения, записанные в относительных единицах и
системе координат, вращающейся со скоростью поля, имеют как
известно, вид:
Us = l°r°+-1*T + J*s''
dm _
;l57 = Ira[L ф*'1-
(32)
Здесь F5, ф5 и i>, Фг — комплексы мгновенных значений тока и по-
токосцепления соответственно статора и ротора; со —скорость
вращения ротора; / — момент инерции привода, приведенный к валу
двигателя.
После преобразования уравнений относительно переменных Г8 и
Ф* их можно представить в виде
55^—-2р£в + — Ф*+ — -л.
/(о
I
(33)
du>0t
l>s — Г sis — /фв.
Для начального момента пуска (со=0) и при ненулевом начальном
потокосцеплении 4я(0) уравнения (33) в операторной форме прини-
мают вид:
1в(р)
Фа (Р)
/? + 2р + /
рах8
x8
P+J
-f + v{0) P + i
P + ty + l
■ + *(0)
(34)
Применяя теорему разложения и учитывая, что для большин-
ства общепромышленных асинхронных короткозамкнутых двигате-
лей '0<С1, получим решение уравнения (34) относительно потоко-
сцепления статора:
- r__L±i_
2/
1 1 +
+2Л2Т+7)е"(;+2р)<"1+ф(°>6
+
(35)
37

Потокосцепление статора согласно (35) содержит вынужденную
и три свободных составляющих. Первая и третья свободные состав-
ляющие имеют одинаковый коэффициент затухания, величина кото-
рого значительно меньше, чем у второй составляющей, так как
а<^1. Поэтому последняя быстро затухает и ее влиянием на пере-
ходный процесс можно__пренебречь. Значение 'первоначально создан-
ного потокосцепления 4я(0) можно выбрать таким, чтобы скомпен-
сировать .первую свободную составляющую. В этом случае
*(0)—gf—/-г- (36)
При подстановке в выражение электромагнитного момента
т= lm[i8~*s] (37)
решений из (34) и условия (36) получим:
(38)
Выражение электромагнитного момента согласно (38) не содер-
жит периодической составляющей с малым коэффициентом затуха-
ния.
Начальный магнитный поток ^(О) можно создать током одной
или нескольких фаз; при этом его положение в пространстве зависит
от направления этих токов.
Результирующий вектор напряжения трехфазной системы ust
определяющий направление Ф (0) по условию (36), выражается че-
рез мгновенные значения фазных напряжений и совпадает с их мак-
симумами. Поэтому если Ч? (0) перпендикулярен какой-либо из об-
моток, то, учитывая поворот на —/ в условии (36), заключим, что
подключение двигателя к трехфазной системе должно происходить
только в максимуме напряжения этой фазы.
Отсюда следует важный вывод — если начальный поток созда-
ется при питании двух фаз от их линейного напряжения, вектор
которого перпендикулярен оси обмотки третьей фазы, то выполнение
условия взаимного положения векторов, определенного из (36),
будет соблюдено в максимуме фазного напряжения третьей фазы.
Последнее определяет и требуемую последовательность подключения
двигателя к сети: вначале включаются две фазы на линейное напря-
жение, а включение третьей фазы должно производиться в любом
из максимумов ее напряжения.
Для ликвидации апериодической составляющей тока намагничи-
вания при первом подключении двух фаз его следует производить
также в максимуме линейного напряжения этих фаз.
На рис.- 15,а и б приведены экспериментальные осциллограммы
пуска двигателя А02-12-4 соответственно при нулевых начальных
условиях и при наличии начального потока, соответствующего
условию (36). Изменение момента при прямом пуске с нулевыми
начальными условиями имеет колебательный характер, как и при
обычном контакторном пуске, что определяет резкое изменение
38

ускорения. При включении двигателя с начальным потоком itiikil
переходных моментов отсутствуют и значение момента мало
изменяется в течение всего периода разгона. Поэтому в последнем
случае пуск является равноускоренным. Ввиду того что средняя
величина момента за период пуска в обоих случаях одинакова,
время разгона двигателя также одинаково.
При создании начального потока, не отвечающего условию (36)
по знаку, ударный пик момента превышает значение момента при
прямом пуске. В этом случае первый пик момента достигает
(6~7)М„.
<0 W
Рис. 15. Осциллограммы пуска двигателя А02-12-4 при различ-
ных начальных электромагнитных условиях.
о о о
а —пуск при ^"(0)=0; б — пуск при Ч^(0)=«/2/.
В заключение следует отметить, что пуск двигателя тирпстор-
ным коммутатором соответствует обычному контакторному пуску
только при а = ср. При задержанном открывании тиристоров с углом
а>ф будет наблюдаться неодновременное подключение фаз двига-
теля к сети, что вызывает некоторое уменьшение значения ударного
момента за счет создания ранее подключенными обмотками началь-
ного потока.
Практические схемы тиристорных коммутаторов, позволяющие
формировать динамические характеристики по двум рассмотренным
принципам, приводятся в гл. 4.
6. УПРАВЛЕНИЕ ДИНАМИЧЕСКИМ ТОРМОЖЕНИЕМ
Применение тиристорных коммутаторов для управления асин-
хронным двигателем позволяет осуществить режим динамического
торможения. Однако простой перевод тиристорного коммутатора
а выпрямительный режим, при котором по обмоткам двигателя
протекает однополупериодный ток, не обеспечивает эффективного
торможения, а при малом статическом моменте на валу не при-
водит даже к остановке двигателя. Это объясняется малой величи-
ной постоянной составляющей выпрямленного тока и наличием
двигательного момента в зоне высоких скоростей, создаваемого пе-
ременной составляющей.
Интенсивное торможение асинхронного двигателя, управляемого
тиристорным коммутатором, возможно при увеличении постоянной
39

составляющей тормозного тока путем выпрямления тока двух
(или трех) фаз сети, применения мостовых схем либо путем соз-
дания демпфирующих контуров при однополупериодном токе.
В ряде случаев эффективность торможения увеличивается в ком-
бинированных схемах динамического торможения с коротким замы-
канием обмоток или конденсаторным торможением. В связи с этим
силовая часть тиристорных коммутаторов для пуска двигателей
дополняется тормозными узлами, обеспечивающими выполнение
перечисленных условий.
Рис. 16. Схемы динамического торможения
асинхронных двигателей.
/, 2, 3 — питание однополупериодным выпрямленным
током; 4, 5 — мостовые схемы выпрямления.
Сравнение рассматриваемых в дальнейшем вариантов схем
включения тиристоров для получения тормозных режимов произво-
дится при помощи статических и динамических механических
характеристик, снятых при одинаковой мощности потерь. Величина,
эквивалентного по нагреву тормозного тока лри экспериментальном
исследовании определялась по соотношению
/2 (mr({-)=3/%,
(39)
где т — число фаз статорной обмотки, участвующих в торможении;
Гф — активное сопротивление одной фазы; /н — номинальный фаз-
ный ток двигателя.
Полученное из (39) значение тока задавалось углом открывания
тиристоров при неподвижном двигателе.
На рис. 16 изображены схемы однополупериодного выпрямле-
ния, которые обладают малой эффективностью, и два варианта
мостовых схем, обеспечивающих более интенсивное торможение.
В схемах показаны только те тиристоры и обмотки двигателя,
которые участвуют в процессе торможения.
40

Статические механические характеристики для этой группы
схем .приведены на рис. 17. Характеристика схемы 1 показывает,
что переменная составляющая выпрямленного тока создает в зоне
высоких скоростей (1 150—1 140 об/мин) не тормозной, а двига-
тельный момент. Добавление еще одного тиристора по схеме 2 не
устраняет этого неприятного явления, препятствующего остановке
приводов с малым .моментом нагрузки. Для сравнения на рис. 17
приведена характеристика обычного динамического торможения,
осуществляемого подачей в две фазы двигателя постоянного тока
от генератора.
Увеличение числа тиристоров для 'выпрямления тока от трех фаз,
как это показано на схеме 3 (рис. 16), не оправдано потому, что
большой угол открывания тиристоров, необходимый для ограниче-
ния тока в одной обмотке, приводит к неблагоприятному гармониче-
скому составу тока и уменьшению тормозного момента. Уменьшение
прерывистости тока за счет полного открывания тиристоров во всем
диапазоне проводимости возможно, как и во всех других схемах,
при понижении питающего напряжения. Однако применение для
этой цели понижающих трансформаторов значительно усложняет
коммутаторы, увеличивает число тиристоров и потому практически
нецелесообразно.
Характеристики мостовых схем не имеют зоны вращающих мо-
ментов. При этом схема 5 на рис. 16 [Л. 40] в большинстве случаев
не рациональна ввиду большого количества добавляемых тиристо-
ров, а механическая характеристика ее мало отличается от харак-
теристки схемы 4.
Наиболее эффективное торможение создают схемы тиристорных
коммутаторов с демпфирующими контурами для сглаживания пуль-
об/мин
Рис. 17. Статические ме-
ханические характери-
стики динамического
торможения двигателя
А02-22-4.
41

саций выпрямленного тока. Добавление всего одного шунтирующего
тиристора, создающего путь для замыкания тока под действием
э. д. с. самоиндукции обмоток в непроводящий период выпрямитель-
ного тиристора, как показано в схемах 6—9 на рис. 18, приводит
практически во всех случаях к значительному увеличению постоян-
ной составляющей тормозного тока. Это обусловливает получение
в таких схемах статических характеристик с достаточными тормоз-
ными моментами и в зоне высоких скоростей. Как видно из пред-
ставленных на рис. 19 характеристик, применение шунтирующего
Рис. 18. Схемы динамического и комбинированного торможения при
тиристорном управлении.
5. 7, 8, 0 — с демпфированием пульсаций выпрямленного тока; 10 и // — с ко-
ротким, замыканием; 12 — с конденсаторным торможением; 13 — с перекрещи-
ванием фаз.
тиристора существенно увеличивает эффективность торможения для
всех схем выпрямления.
Действительно, среднее напряжение Uz, например, на активно-
индуктивном сопротивлении нагрузки, последовательно с которой
включен тиристор, определяется выражением
] л jj
Uz"= \ UM sin со* dtot = ~2^" (cos а — cos g), (40)
а при наличии шунтирующего вентиля
42
(41)

И не зависит (если прямое падение напряжения на тиристоре рав-
но нулю) от фазового угла ср нагрузки. При этом интервал прово-
димости выпрямительного тиристора равен разности угла я и угла
открывания, а угол проводимости шунтирующего тиристора, как
правило, больше тс.
Сглаживание пульсаций тока в статорных обмотках при помо-
щи шунтирующего тиристора позволяет применять однополупериод-
ное однофазное выпрямление для получения интенсивного тормо-
п об/jh ин
жения [Л. 17]. Схема 7, в которой сглаживаются пульсации тока
только в одной из двух обмоток, участвующих в торможении, ме-
нее эффективна, чем схема 6. Однако она применяется чаще ввиду
более простого схемного осуществления тиристорного коммутатора,
требующего меньшего числа тиристоров для пуска и торможения
двигателя. Недостатком схемы 7 являются вибрации двигателя по-
сле его остановки, вызываемые действием знакопеременных момен-
тов, возникающих при изменении пространственной ориентации век-
тора магнитного потока из-за поочередного протекания тормозного
тока яо двум и одной обмоткам.
Если обмотки двигателя соединены в треугольник, то возможно
применение любой из рассмотренных схем соединения. Однако су-
ществует специфическое решение вопроса построения тормозной
схемы, не рациональное при соединении обмоток двигателя звездой.
Речь идет о соединении статорных обмоток в открытый треугольник
и сочетании однофазного выпрямления с применением шунтирующе-
го тиристора. В этом случае (схема 9) получается режим симмет-
ричного динамического торможения, характеризующийся небольшим,
но примерно постоянным тормозным моментом. Ввиду действия
третьих пространственных гармоник н. с. в машине существует маг-
43

нитное поле с утроенным числом пар полюсов, что вызывает прова-
лы в тормозной характеристике, как это видно на рис. 19.
Для хмалоинерционных приводов оказывается рациональным
применение комбинированных способов, сочетающих, например, ди-
намическое торможение с торможением коротким замыканием или
конденсаторным. В схемах 10 и короткое замыкание обмоток,
осуществляемое встречно-параллельными тиристорами в первой схе-
ме и треугольным или мостовым соединением во второй, одновре-
менно способствует увеличению постоянной составляющей в тормоз-
ном токе. Это позволяет, используя вентили пускового коммутатора,
получить двух- или трехфазное выпрямление без применения до-
полнительных выпрямляющих тиристоров.
Применение конденсаторов в схемах тиристорных коммутаторов
связано с необходимостью учета особенностей работы управляемых
вентилей на активно-емкостную нагрузку. Ввиду того, что конденса-
торы в первый момент после открывания тиристоров шунтируют
обмотки двигателя, скорость нарастания тока через тиристор di/dt
может достичь недопустимой величины, что повлечет его поврежде-
ние. Ограничение по параметру di/dt объясняется, как известно, ко-
нечной скоростью распространения носителей по всей поверхности
кремниевой пластины от места вплавления управляющего электрода.
Поэтому схемы конденсаторного торможения обязательно следует
дополнять дросселями (схема 12), ограничивающими скорость нара-
стания тока в цепи с конденсатором. Для эффективной остановки
двигателя конденсаторное торможение может дополняться торможе-
нием однололупериодным выпрямленным током, создающим неболь-
шой момент при малых скоростях двигателя.
Получить значительный тормозной момент в зоне высоких ско-
ростей можно не только применением короткого замыкания или
конденсаторов, но и изменением порядка чередования фаз основ-
ной гармоники выпрямленного тока. Для этого применяются два
тиристора, включенных перекрестно (схема 13 на рис. 18). Постоян-
ная составляющая выпрямленного ими тока создает момент дина-
мического торможения, который дополняется моментом противо-
включения от переменной составляющей тока, имеющей частоту
сети.
На рис. 20 приведены экспериментальные осциллограммы тор-
можения асинхронного короткозамкнутого двигателя А02-12-4
с добавочным моментом инерции на валу, равным 0,15 момента
инерции ротора. Эффективное значение тормозного тока было оди-
наковым, и величина его определялась из соотношения (39). Осцил-
лограммы на рис. 20 иллюстрируют специфический характер изме-
нения тока и момента и влияние схемы торможения.
Наибольшее время торможения, даже при наличии значительно-
го статического момента, оказывается при использовании схемы /,
в которой, как видно из осциллограммы на рис. 20,а, при высокой
скорости возникают пики не тормозных, а двигательных моментов.
Наиболее эффективной является схема 13, однако, как показывает
осциллограмма на рис. 20Д в ней имеют место значительные удар-
ные моменты как в начале торможения, так и после остановки дви-
гателя. Торможение по схеме 6 (рис. 20,в) весьма эффективно за
счет значительной постоянной составляющей момента.
По осциллограммам торможения двигателей можно получить
динамические характеристики путем исключения координаты «вре-
мя». Пульсирующий характер тормозного момента и различного ро-
44

да добавочные моменты, возникающие в переходных процессах,
определяют специфичность этих характеристик. Практически весьма
трудно построить динамическую характеристику, отражающую пуль-
сации суммарного тормозного момента. Поэтому лучше строить ди-
намические характеристики как геометрическое место точек макси-
мальных и минимальных значений момента, т. е. не характеристики,
Рис. 20. Осциллограммы торможения двигателя А02-12-4.
о
а — для схемы / при статическом моменте на валу Мс=0,3; б, в, г, д — со-
о
ответственно для схем 10, 6, 7, 13 с Мс=0,05.
а области существования тормозного момента. На рис. 21 приведены
такие кривые, построенные по осциллограммам на рис. 20 для четы-
рех наиболее характерных схем соединения тормозных тиристоров.
Эти динамические характеристики дают представление о действи-
тельных значениях ударных моментов в процессе торможения и
позволяют сравнивать эффективность торможения по различным
схемам.
45

Особенности динамических свойств тиристорных тормозных
схем проявляются по-разному в зависимости от параметров приво-
да. Поэтому нельзя выделить одну, наилучшую схему. Выбор той
или иной тормозной схемы следует увязывать с параметрами и осо-
бенностями конкретного механизма. В табл. 2, составленной по
результатам экспериментального исследования тормозных режимов
^
/
-/ -
/
/
) 0,75—
1
0,25
<
4
м, (
ч
1
\
•
-0,8-0,
ч ^ —
'о 0,4
Для схемы 1
— . п
/
\
\1,00
J 0,7 5—
t
0,50
0,25
3
/
/
/
1 3
1
/
/
<>
i
-0,8 -0,Г"--
0 ' 0,4
Для схемы 7
—
с
jn
/
у
/
"1,00
h,50
0,25 —
I
о f
Л
-1,1 -0
LS> o,4
Для схемы 6
~ ~~ й'
1
1,00
/
10,75
Л
I
/0,5 —
)
к
/
/
/0,25—
J
о
Для схемы 13
Рис. 21. Динамические механические характеристики
двигателя А02-12-4 при тиристорном управлении
торможением.
ряда двигателей с различными параметрами, приведены результаты
сравнения основных показателей нескольких рекомендуемых схем
для двух групп приводов.
Аналитический расчет времени и пути торможения рассмотрен-
ных схем затруднителен ввиду сложности определения формы тока.
Такой расчет возможен только на электронных вычислительных
машинах, как показано в гл. 3.
Во многих случаях оказывается целесообразным эксперимен-
тальное исследование с целью определения пути и времени тормо-
жения при различных углах открывания тормозных тиристоров.
В этом случае при проектировании тиристорного коммутатора и
его наладке могут оказаться полезными типичные графики зависи-
мости времени торможения от угла открывания тиристоров, полу-
ченные обработкой экспериментальных данных для двух схем тор-
мозных коммутаторов (схемы 6, 7) и приведенные на рис. 22.
46

Таблица 2
Критерии сравнения
№ схемы на
рис. 16
и 18
Группа привода
Наименьший
путь торможе-
ния
Наименьшие
потери при рав-
ном времени
Наименьшее
время торможе-
ния
Минимальные
колебания
скорости
Наименьшая
стоимость
Наилучшая ком-
поновка силовой
части коммута-
тора
Малоинерционные
приводы
Приводы с большим
моментом инерции .
10, 11, 9
4, 12
6, 11
6\ 7
6, 7
6
8
10
7, 5, 2
7, б, 2
б, 7
6, 7
7. ОСОБЕННОСТИ
ТИРИСТОРНОГО
УПРАВЛЕНИЯ РЕВЕРСОМ
Здесь показаны ^наибольшие значения момента в процессе торможе-
ния и время торможения в долях от времени торможения двигате-
ля от синхронной скорости до нуля под действием постоянного по
величине тормозного момента,
равного номинальному. Наибо-
лее заметное влияние на эф-
фективность торможения ока-
зывает изменение угла а в диа-
пазоне 75-н150 эл. град, что
справедливо и для всех других
схем торможения.
Полные схемы тиристор-
ных коммутаторов с осуществ-
лением тормозных режимов
приведены в гл. 4.
о
М
*
/
7
/
а.
г:—г
90
120 эл.град
Силовая часть реверсив-
ных тиристорных коммутато-
ров состоит из двух комплек-
тов ТЭ, обеспечивающих пуск
двигателя с разным направле-
нием вращения. Сокращение
числа ТЭ может быть достиг-
нуто за счет коммутации толь-
ко двух фаз двигателя при по-
мощи четырех ТЭ либо при использовании в третьей фазе одного ТЭ
В этом случае коммутатор состоит из пяти ТЭ.
При построении силовой части реверсивных тиристорных ком-
мутаторов количество схемных решений ограничено. Здесь нельзя
Рис. 22. Зависимость эффективно-
сти торможения от угла открыва-
ния тиристоров для схемы 6 (кри-
вые 1 и 4) и для схемы 7 (кри-
вые 2 и 3).
U 2-м=/(а); 3, 4-?-/(а).
47

'.получить такого разнообразия схем включения ТЭ, как для пуско-
тормозных нереверсивных коммутаторов.
Схемы управления реверсивным коммутатором содержат удвоен-
ное по сравнению с нереверсивным количество выходных узлов,
формирователей импульсов и часто фазосдвигающих блоков. Спе-
цифичным элементом таких схем, рассматриваемых в гл. 4, является
блок, задерживающий подачу открывающих импульсов на комплект
ТЭ обратного направления вращения после снятия сигнала управле-
ния с комплекта ТЭ прямого хода. Это исключает короткие замы-
кания при одновременной проводимости двух групп ТЭ. Задержка
осуществляется либо введением паузы в 0,01—0,015 сек, необходи-
мой для закрывания ТЭ прямого хода под действием отрицательной
полуволны анодного напряжения, либо контролем прекращения
тока через эти ТЭ.
Особенностью работы реверсивных коммутаторов является повы-
шение напряжения на тиристорах при отключении двигателя, вызы-
ваемое суммированием векторов напряжения сети и э. д. с, наво-
димой в статорных обмотках двигателя затухающим полем. При
неблагоприятной пространственной ориентации этих векторов в мо-
мент отключения двигателя э. д. с. одной из фаз может склады-
2
ваться с напряжением другой фазы, сдвинутой на угол -g" я. В этом
случае напряжение на тиристоре «т определяется аналогично тому,
как было описано в § 3 для нереверсивных схем, и может быть
найдено из выражения
Для Двигателей малой мощности, до 5 кет, значение ит для
начального момента времени достигает, примерно, 1,5£/м.
Затем ит может возрастать еще больше в зависимости от пара-
метров тг и е. Время /м наступления первого максимума напряже-
ния на реверсирующем тиристорном элементе уменьшается по
сравнению с такой же величиной при отключении двигателя в нере-
версивной схеме и составляет:
(43)
что определяет некоторое повышение ит в реверсивных схемах, так
как э. д. с. за время tM затухает на меньшую величину. Как пока-
зали расчеты, подтвержденные экспериментами, превышение вели-
чины ит при отключении двигателя в реверсивных схемах над
величиной ит при аналогичном отключении нереверсивным комму-
татором двигателей малой мощности достигает 10%. При выборе
тиристоров и построении реверсивных ТК необходимо учитывать это
превышение напряжения.
В случае выполнения силовой части реверсивных коммутаторов
с одной глухоподключенной фазой тиристоры следует выбирать по
двойной амплитуде линейного напряжения, поскольку, как видно
43

тэ.
ТЭ,
из рис. 23, к тиристорному элементу, не работавшему в предше-
ствующем отключению режиме, например ТЭ2, прикладывается сум-
ма линейного напряжения сети и междуфазной э. д. с. обмоток дви-
гателя. Включение тиристоров во все фазы приводит к тому, что
эта сумма напряжений прикладывается к двум последовательно
соединенным тиристорным элементам ТЭ2 и ТЭ5. При выравнивании
напряжений (параллельными гС-цепями) можно все тиристоры та-
кого ТК выбирать по амплитуде ли-
нейного напряжения.
В реверсивных коммутаторах
имеется опасность самопроизвольного
открывания тиристоров под дейст-
вием большой скорости нарастания
анодного напряжения du/dt, что при-
водит к короткому замыканию сети.
Значительная величина du/dt воз-
можна при первоначальной подаче
напряжения на тиристорный комму-
татор, а также при резком изменении
мгновенного значения напряжения,
приложенного к тиристорам при их
переключениях. Перепад напряжения
на тиристорах в реверсивной схеме
выше, чем в тиристорных коммута-
торах, предназначенных только для
пуска, так как к ТЭ в отдельные мо-
менты времени прикладывается ли-
нейное напряжение сети. Поэтому
при прочих равных параметрах для
реверсивных схем следует выбирать
тиристоры с большим значением ве-
личины du/dt.
Для уменьшения вероятности самопроизвольного открывания
тиристоров при наличии маломощных источников питания и длинных
сетей может оказаться рациональным включение лС-цепочек парал-
лельно входным зажимам схемы, благодаря чему уменьшается
крутизна фронта прикладываемого напряжения. Для мощных сетей
подобный эффект может быть достигнут только при включении
дросселей последовательно в главную цепь перед гС-цепочками.
Применение реверсивных тиристорных коммутаторов позволяет
управлять процессами реверса и противовключения, формируя
необходимые динамические характеристики, аналогично рассмотрен-
ному ранее управлению режимом пуска. Особенно большое значение
имеет ограничение ударных электромагнитных моментов, которые
при противовключении могут в 12—15 раз превышать величину
номинального момента, что значительно больше соответствующих
величин ударных моментов при прямом пуске. Последнее объясняет-
ся тем, что при противовключении двигатель подключается к сети
с незатухшим магнитным потоком, величина и фаза которого могут
создать наиболее неблагоприятные условия включения. В общем
случае из-за случайного значения фазы вектора начального потока
режим противовключения дает большой разброс в величинах пути
и времени торможения.
Тиристорные коммутаторы позволяют ограничить величину удар-
ных электромагнитных моментов при противовключении и стабили-
4-2478 49
Рис. 23. К определению на-
пряжений на тиристорных
элементах реверсивных ком-
мутаторов.

зировать благодаря этому режим реверса, а также формировать
заданную динамическую характеристику. Тиристорное управление
в реверсивных схемах, как и при управлении пуском, возможно
двумя путями — созданием необходимого начального потока и из-
менением угла открывания тиристоров.
Для реализации первого пути необходимо обеспечить одновре-
менное включение реверсирующих ТЭ в такой момент времени, когда
величина и фаза затухающего потока по отношению к вектору маг-
нитного потока, создаваемого напряжением сети, занимает положе-
ние, при котором происходит минимальное приращение магнитного
потока. В этом случае переходные электромагнитные моменты
имеют наименьшую величину. Эти условия зависят от параметров
двигателя. Поэтому определение условий получения минимального
потока в процессе коммутации для конкретного двигателя произво-
дится при исследовании на аналоговой вычислительной машине ре-
жима реверса двигателя с незатухшим магнитным полем.
Для моделирования этого режима используются уравнения
асинхронной машины, записанные по взаимоперпендикулярным осям
х и у в системе координат, вращающихся с синхронной скоро-
стью 0)0:
dt
d^sy
dt
--=usy — rei8y — фвх;
di8X
dt
dlsy _
~W''
p 1 /
\ (44)
L, . v
did _ 1
^ j (i'sxhy — Фву*вх)«
При этом обязательным начальным условием реверса является
о
о) (0) =—1. Знак напряжения usx, подаваемого на вход модели,
определяет фазу питающего .напряжения относительно начала вы-
бранной системы координат. Учитывая, что реверсу двигателя пред-
шествует его кратковременное отключенное состояние, начальное
значение тока статора во всех случаях принимается равным нулю.
Наличие затухающего поля от предшествующего режима модели-
руется заданием ненулевого начального потокосцепления по двум
о о
взаимоперпендикулярным осям, т. е. фвл; (0)^0 и <\>sv (0) ф 0.
В результате исследования установлено, что при реверсе дви-
гателя с незатухшим полем возможно практически полное подав-
ление основных составляющих переходного момента. Для двигателя
АО-31-4, например, таким условием является:
Ф8(0) = (0,15 — /0,37) йл = 0,4и8е-
• /67°
(45)
Для двигателей других типов эти условия несколько отличны
от приведенных в зависимости от постоянных времени роторной
50

цепи, однако во всех случаях
1*.(0)1<°.5|&.|.
Характер изменения момента и скорости при прямом реверсе
и реверсе с выполнением условия (45) представлен на осциллограм-
мах (рис. 24), полученных при решении системы уравнений (44) на
аналоговой вычислительной машине типа МН-7. Значительное умень-
шение ударного момента и подавление колебаний момента и скоро-
сти существенно улучшают динамику привода и приводят к практи-
- 0,1 ее к
1,0
0,6
о
-о»
- 6
0,2
~l\l\j\/\/y^^^
0,2
-
■0,6
'¥
1,0
0,6
- iti
- 6
h
о
M
0,1
-0,2
-
-0,6
'1*0
Рис. 24. Осциллограммы ре-
верса двигателя А02-31-4,
полученные при моделиро-
вании на аналоговой вы-
числительной машине,
а —реверс с затухшим магнит-
ным полем двигателя; б — ре-
верс с начальным потоком по
выражению (45); в — реверс с
начальным потоком, обратным
по знаку выражению (45).
чески неизменному ускорению на протяжении всего процесса ревер-
са. Если величина начального потока соответствует условию без-
ударного реверса, а его фаза противоположна, то ударные моменты
могут заметно возрасти, что иллюстрирует осциллограмма на
рис. 24,б.
Электромагнитные переходные моменты при противовключении
имеют тормозной характер, и поэтому их подавление приводит
к увеличению времени и пути торможения.
Практически точно реализовать условие (45) .не- всегда оказы-
вается возможным из-за того, что к моменту поворота вектора
затухающего поля па >1,15 рад (67 эл. град) величина его может
о
не быть равной 0,4 \US\. Расчеты и эксперименты показали, что
-определяющим в выполнении условия подавления переходных мо-
ментов является соблюдение требуемого углового положения век-
тора. При этом отклонение амплитуды этого вектора на ±10% не
оказывает существенного влияния на ударное значение момента.
На рис. 25 приведены экспериментальные осциллограммы ревер-
са вхолостую двигателя А02-31-4 с добавочным моментом инерции,
равным 0,3 момента инерции ротора. На осциллограммах записаны
фазные ток i и напряжение и двигателя, скорость п и момент т.
При прямом реверсе с незатухшим магнитным полем пик момента
4* 51

Достигает 10-кратного значения. При реверсе с благоприятными
начальными условиями ударные моменты примерно такие же, как
и при реверсе с затухшим магнитным полем.
Для создания благоприятных начальных электромагнитных
условий по выражению (45) схему управления реверсивным тири-
сторным коммутатором необходимо дополнять сравнивающим
V V V V V V V V V V V V V
V V V V V V у V V V V V V V V V V V V V V V
-*j 0,7 еек Н*- ^
Рис. 25. Экспериментальные
осциллограммы реверса двига-
теля АО-31-4.
а — прям.ой реверс с незатухшим
магнитным полем; б — реверс с за-
тухшим магнитным полем; в — ре-
верс с благоприятным начальным
магнитным потоком.
устройством, которое контролирует величину и фазу э. д. с. на за-
жимах двигателя и выдает сигнал при их совпадении с положе-
нием эталонного вектора напряжения, задаваемого фазосдвигаю-
щим блоком.
В связи с таким усложнением схемы коммутатора для подав-
ления ударных переходных моментов практически удобнее произво-
дить реверс с промежуточным гашением поля между переключением
реверсирующих тиристорных элементов. Это требует применения
добавочных короткозамыкающих тиристоров, открытых при отклю-
ченных ТЭ реверсивного коммутатора, но упрощает схему управ-
ления.
Управление углом открывания тиристоров в процессе реверса
позволяет не только уменьшить величины токов и моментов, но и
в широких пределах изменять темп переходного процесса. При по-
стоянном угле а ток и напряжение уменьшаются на всем протяже-
нии реверса, однако ударные моменты, вызванные незатухающим по-
лем двигателя, уменьшаются в меньшей мере, чем величина средне-
го значения момента. Для иллюстрации этого положения на
рис. 26 приведены типичные осциллограммы реверса при постоянном
52

угле открывания. Исследования показали, что для значительного
ограничения начальных ударных моментов угол а должен устанав-
ливаться в диапазоне 90—105 эл. град, но при этом существенно
увеличивается время реверса главным образом из-за увеличения
времени разгона в обратном направлении. Поэтому рациональным
Рис. 26. Осциллограмма реверса двигателя А02-12-4 от тиристор-
ного коммутатора при различных постоянных значениях углов
является построение схем управления с уменьшающимся в процессе
реверса углом открывания аналогично тому, как это было для
управляемого пуска. При этом угол а должен быть большим и
оставаться постоянным на протяжении первого периода торможения
противовключением, до затухания электромагнитных переходных
моментов.
8. ВОЗМОЖНОСТИ ПОЛУЧЕНИЯ НИЗКИХ СКОРОСТЕЙ
И МАЛЫХ ПЕРЕМЕЩЕНИЙ
Для многих приводов с асинхронными короткозамкнутыми дви-
гателями, например в металлорежущих станках, часто бывает не-
обходимо иметь, кроме основной, рабочей, одну пониженную ско-
рость для отработки малых перемещений и точной остановки под-
вижных узлов. Выполнить это требование возможно тремя
способами:
1) одновременным питанием обмоток статора постоянным и
переменным током для получения так называемой «ползучей» ско-
рости (метод наложения характеристик);
W "
9 ■
8 -
7 li
о
М
i\m
era
открывания тиристоров.
а — прямой реверс; б — а=60 эл. град; в — а=75 эл. град.
53

2) подключением двигателя к сети if а короткое время для от-
работки заданного малого перемещения (импульсное включение);
3) последовательным подключением обмоток двигателя к ис-
точнику выпрямленного напряжения (шаговый режим).
Каждый из этих способов характеризуется необходимостью ком-
мутации больших токов, изменения их величины и большим числом
включений в час. Трехфазные тиристорные коммутаторы позволяют
сравнительно просто, без изменения силовой части, осуществлять
перечисленные способы понижения скорости и обеспечить требуемый
режим работы двигателя и его управление.
1,0
£у5
^.7
т
)
и, с
1
if
-м
0,j
-г -1.0
Рис. 27. Механические характеристики двигателя
А02-22-4.
/ — естественная; 2 — сс=75 эл. град; да=0; 3 — а=
=90 эл. град, аа=0; 4 — а=75 эл. град, да=0,5;
5 — а=45 эл. град, аа=1,0.
Получение ползучей скорости двигателя достигается несиммет-
ричным управлением ТЭ обычных коммутаторов, предназначенных
для пуска, что создает в токе двигателя постоянную составляющую.
Совместное действие в машине вращающегося поля, определяемого
переменной составляющей тока, и неподвижного поля, созданного
постоянной составляющей, вызывает работу двигателя на некоторой
суммарной механической характеристике с участком устойчивой
пониженной скорости. Изменяя углы открывания тиристоров и сте-
пень несимметрии, определяемую выражением (6), можно получать
характеристики с различными участками ползучей скорости. Влия-
ние углов открывания тиристоров и степени .несимметрии на форму
механической характеристики двигателя А02-22-4, включенного че-
рез тиристорный коммутатор по схеме рис. 2,а, можно оценить с по-
мощью рис. 27. Из сопоставления характеристик 4 и 5 следует, что
при больших углах открывания тиристоров участок пониженной
скорости невелик. Уменьшение а и увеличение Да приводят к расши-
рению участка ползучей скорости. На этом же рисунке нанесены
механические характеристики того же двигателя при симметричном
управлении ТЭ с разными углами открывания. Приведенные стати-
ческие характеристики определяют среднее значение действующих
моментов и не отражают значительных вибраций, имеющих место
при тиристорном управлении, особенно при работе двигателя с пол-
зучей скоростью. Наличие вибраций в последнем случае является
54

органическим свойством этого способа получения ползучей скоро-
сти за счет одновременного питания обмоток двигателя переменным
и постоянным током.
Вибрации двигателя можно в значительной степени уменьшить,
применяя, как это делается при контакторном управлении, так на-
ф^ф
Рис. 28. Симметричные тиристорные
схемы с искусственной нулевой точ-
кой для получения ползучих скоро-
стей.
зываемые симметричные схемы. Тиристорные варианты симметрич-
ных схем ползучих скоростей получаются при несимметричном
управлении ТЭ, но в каждой фазе углы открывания, степень и знак
несимметрии сохраняются одинаковыми. Для выполнения этого
условия необходимо создать путь для третьих временных гармоник
тока, что возможно в схемах с соединением обмоток в звезду с вы-
веденной нулевой точкой (естественной или искусственной) или
соединением обмоток двигателя в открытый треугольник.
Примеры симметричных схем приведены на рис. 28. Для рабо-
ты двигателя на естественной характеристике открывается тиристор
55

Ti в схеме на рис. 28,а и тиристоры Г4—7*3 в схемах на рис. 28,о
и в. При работе в режиме ползучей скорости открыты тиристор Т2
в схеме на рис. 28,а и Г4—Т6 в других двух схемах. При этом
переменная составляющая, определяемая первой гармоникой вы-
прямленного тока, сдвинута в фазах на 120 эл. град, а постоянная
составляющая, равная нулевой гармонике этого тока, направлена
во всех фазах одинаково. Несмотря на симметрию токов, в тири-
сторных схемах симметричного подмагничивания наблюдаются
вибрации, вызванные дискретным характером тока и момента в дви-
гателе из-за большой величины угла открывания.
Следует отметить, что в большинстве случаев режим ползучей
скорости можно получить при питании двигателя от тиристорного
коммутатора без существенного усложнения схемы управления.
Импульсное включение асинхронного двигателя применяется
для изменения его скорости или отработки периодических малых
перемещений. В этих случаях возникает необходимость быстродей-
ствующей коммутации статорных цепей с большим числом включе-
ний в час. Применение контакторной аппаратуры для импульсного
регулирования характеризуется ненадежностью и значительной не-
стабильностью работы электропривода. Тиристорные коммутаторы
позволяют включать и отключать двигатель с большой частотой.
Включение двигателя тиристорным коммутатором с подавлением
переходных моментов открывает новые возможности в точном, дози-
рованном включении двигателя для отработки малых перемещений,
а последующее динамическое торможение, контролируемое комму-
татором, сводит ошибку выбега к пренебрежимо малой величине.
Для обеспечения такого режима работы схема управления тири-
сторным коммутатором дополняется блоком, обеспечивающим созда-
ние начального поля, и тормозным узлом.
Тиристорные коммутаторы позволяют получить шаговый режим
асинхронного двигателя, который осуществляется поочередным
подключением фаз обмоток двигателя к источнику постоянного или
пульсирующего тока. В момент подключения обмо'ток статора в про-
водниках ротора возникают переходные токи, взаимодействие
которых с магнитным полем обеспечивает поворот ротора на опре-
деленный угол. Величина угла поворота определяется законом ком-
мутации обмоток, величинами сопротивления ротора, тока статора
и статического момента на валу двигателя.
Для шагового перемещения двигателя можно использовать ти-
ристорные коммутаторы по схеме рис. 29,а. От сети 50 гц в одну
из обмоток асинхронного двигателя при включении соответствую-
щего тиристора подается выпрямленный ток, создающий неподвиж-
ное в пространстве магнитное поле. После отключения данного
тиристора включается следующий, ось магнитного поля смещается
и ротор двигателя поворачивается на некоторый угол, определяемый
значением постоянной составляющей тока, интервалом времени
переключения, затуханием тока ротора и статическим моментом на
валу. Скорость вращения двигателя в шаговом режиме зависит от
частоты следования импульсов, а направление вращения — от по-
рядка чередования включения тиристоров. Тиристорные схемы полу-
чения шаговых перемещений могут питаться и от однофазной сети
переменного тока (рис. 29,6).
Привод по схеме рис. 29,в обладает более жесткой характери-
стикой благодаря двухполупериодному выпрямлению токов и при-
ближается но своим свойствам к приводу с питанием от промежу-

Рис. 29. Силовая часть тиристорных коммутаторов для ша-
гового режима и диаграмма последовательности работы
тиристоров.

Точного источника постоянного тока. При этом необходимо уДвбён-
ное число тиристоров и неуправляемых вентилей. Частота следова-
ния импульсов создается тактовым датчиком, а схема управления
тиристорами должна предусматривать возможность фазового управ-
ления для изменения среднего значения выпрямленного тока по
условиям теплового режима двигателя и для получения необходимой
величины момента.
A-fi-L
■ -'У /
V,
У/
t j
t
у/уЛ
■'А
'/а
У/,
-лЛУ\„, аМ—
Рис. 30. Диаграмма продолжительности и последовательности вклю-
чения тиристоров при время-импульсном способе управления для
вращения в прямом (а) и обратном (б) направлениях и осцилло-
граммы токов двигателя А02-12-2 при работе в шаговом (в) и
время-импульсном (г, д) режимах.
Из-за мягкости механической характеристики и ощутимой не-
равномерности вращения привод с шаговым режимом асинхронного
двигателя целесообразно использовать именно для шаговых и малых
угловых перемещений ротора двигателя. Такие шаговые перемеще-
ния часто требуются в станках, например, для установочного дви-
жения и выполнения переключений коробок передач.
Дальнейшим развитием рассмотренных способов кратковремен-
ного снижения скорости асинхронных двигателей при помощи тири-
сторных коммутаторов (рис. 29,г) является питание статорных
обмоток системой выпрямленных токов переменной полярности
[Л. 34]. Частота изменения полярности импульсов выпрямленного
58

тиристорами тока определяет частоту основной гармоники и, следо-
вательно, величину скорости двигателя. Такой способ управления
асинхронным двигателем от тиристорного коммутатора по аналогии
с управлением двигателем постоянного тока может быть назван
время-импульсным, так как частота основной гармоники тока опре-
деляется длительностью импульса, состоящего из серии выпрямлен-
ных полуволн тока сети, полярность которых изменяется каждые
полпериода частоты модуляции. Время-импульсный способ управле-
ния осуществляется тремя ТЭ и иллюстрируется диаграммой прово-
димости и чередования работы тиристоров, приведенной на рис. 30.
Если период модуляции выпрямленных токов обозначить т, то в те-
чение т/2 через данную обмотку пропускает ток один из встречно-
параллельных тиристоров, в течение следующего полупериода т/2 —
другой. Для осуществления трехфазной симметричной системы токов
схема управления ТК должна обеспечивать сдвиг периода модуля-
ции по фазам на т/3 и сдвиг периода модуляции между тиристорами
коммутатора на т/6. Из рис. 30 видно, что изменение порядка ком-
мутации приводит к реверсу двигателя. Эта интересная возможность
изменения направления вращения двигателя на малой скорости при
помощи обычного нереверсивного тиристорного коммутатора может
быть использована в ряде приводов металлорежущих станков.
Для иллюстрации характера тока в обмотках двигателя при
время-импульсном управлении на рис. 30,г и д приведены осцилло-
граммы токов в трех фазах двигателя типа А02-12-2 при его вра-
щении на холостом ходу со скоростями, равными соответственно
320 и 65 об/мин. При проведении эксперимента схема управления
обеспечивала постепенное увеличение угла проводимости тиристоров
в течение одного импульса.
На рис. 30,в приведена форма тока в обмотках того же дви-
гателя при работе в шаговом режиме по схеме с заземленным нуле-
вым приводом.
Плохие энергетические показатели работы асинхронных двига-
телей на низких скоростях усугубляются дискретной формой тока
в пределах одного полупериода модуляции. Однако в некоторых
случаях определяющим может оказаться простота получения пони-
женной скорости двигателя от обычного ТК.
ГЛАВА ТРЕТЬЯ
ИССЛЕДОВАНИЕ РЕЖИМОВ ТИРИСТОРНОГО
УПРАВЛЕНИЯ
9. МЕТОДЫ ИССЛЕДОВАНИЯ
Напряжения на зажимах асинхронного двигателя при управ-
лении от тиристорных коммутаторов несинусоидальны, что значи-
тельно усложняет аналитические исследования режимов электропри-
вода. Для экспериментального измерения электромагнитного момен-
та используются акселерометры и измерительные муфты [Л. 25].
Однако измерение моментов, изменяющихся с частотой более
100—200 гц, достаточно проблематично. Использование математиче-
ских методов исследования, позволяет определить периодические
59

составляющие моментов без каких-либо ограничений их частотного
спектра. Единственным требованием в данном случае является
достоверность математического описания процесса. При современ-
ном состоянии теории и методов исследования асинхронных машин
любой процесс с достаточно высокой степенью достоверности может
быть описан в форме дифференциальных уравнений. При этом пред-
ставляется возможным учесть изменяющиеся параметры машины,
нелинейность магнитной системы, эффект вытеснения тока в роторе
и т. п. Однако соответствующие дифференциальные уравнения из-за
чрезмерной сложности аналитически неразрешимы. Поэтому урав-
нения часто упрощают, приводя их к виду, дающему возможность
получить аналитическое решение. Как правило,, такое упрощение
исходных уравнений приводит к тому, что полученные в конечном
счете результаты допускают оценку только качественной стороны
явлений, т. е. влияния вариации основных параметров. Однако кар-
тина резко изменяется, если математические методы исследования
дополняются вычислительными машинами. В этом случае нет надоб-
ности в упрощении исходных уравнений и задача решается с уче-
том действительных параметров машины и формы приложенных
напряжений. Поэтому использование 'Вычислительных машин для ана-
лиза режимов двигателей, управляемых тиристорами, является не
столько инструментом инженерных расчетов, сколько методом ис-
следования. Преимущества такого математического метода особенно
ощутимы при исследованиях переходных процессов. Зависимость
динамических характеристик привода не только от его параметров,
но и от начальных значений магнитного потока и скорости создает
значительные трудности при экспериментальных исследованиях
из-за ограниченной возможности стабилизировать эти начальные
значения. Поэтому исследуемый процесс приходится определять из
множества случайных процессов, в большинстве случаев по косвен-
ным показателям, что повышает вероятность ошибок. Математичес-
кие методы отличаются тем, что здесь возможны любое независимое
изменение параметров при стабильных начальных условиях и лю-
бая вариация начальных условий.
Поскольку все электромагнитные процессы в электрических
машинах описываются обыкновенными дифференциальными урав-
нениями, то представляется наиболее рациональным использовать
для их решения аналоговые машины.
10. МОДЕЛИРОВАНИЕ ОДНОФАЗНЫХ ИНДУКТИВНЫХ
ЦЕПЕЙ, СОДЕРЖАЩИХ ТИРИСТОРЫ
Режим однофазной электрической цепи, состоящей из после-
довательно включенных линейной индуктивности и активного сопро-
тивления, определяется уравнением
u = ri + L-dt> (46)
где и и / — мгновенные значения напряжения и тока. Если в эту
цепь включить тиристоры, мгновенное значение напряжения на ко-
торых обозначить, как и ранее, ат, то уравнение (46) можно запи-
сать в виде
cli
V = ri + L-ff +wT. (47)
60

Поскольку падение напряжения на тиристорах в их проводя-
щем состоянии на несколько порядков меньше напряжения сети,
а ток в непроводящем состоянии .несоизмеримо меньше среднего
значения тока нагрузки, можно считать, что при проводящем со-
стоянии тиристоров падение напряжения на них равно нулю, а при
непроводящем состоянии — равны нулю ток сети и его производ-
ная.
Уравнения цепи в зависимости от мгновенного состояния про-
водимости тиристоров получаются из общего уравнения (47) под-
становкой значения ит. Так, при проводящем состоянии тиристоров
активно-индуктивная цепь описывается уравнением
,L,<«
■ и;
при непроводящем ■
di
п + L = О при i |f=0 == 0.
(48)
Преобразовав уравнения (48) для решения их на электронной
модели, т. е. выделив из них старшую производную, получим для
проводящего состояния тиристоров
di 1 г
а для непроводящего состояния
di г
■Jf^ — t при f|fs=e = 0. (496)
Структурная схема модели, при помощи которой могут быть
решены уравнения (49), приведена на рис. 31. Переход от решения
уравнения (49а) к решению уравнения (496) осуществляется при
помощи контакта реле /\ при i = 0. Для непрерывного решения
уравнений (49) необходимо, чтобы контакт реле Р ^ был замкнут
в течение времени, соответствующего проводящему состоянию
тиристоров, и разомкнут все время, в течение которого i=0.
Следовательно, расчет электрической цепи с тиристорами при-
водит даже в самых простых случаях к образованию модели с пере-
менной структурой. Это является основной особенностью расчета
электрических цепей с тиристорами на аналоговых машинах.
Если электрическая цепь, управляемая тиристорами, содержит
магнитосвязанные контуры, то ее моделирование можно осуществить
двумя способами. В первом из них предполагается, что задача ре-
шается относительно тока тиристоров и основывается на том, что
выходной сигнал решающего блока, с которого снимается напряже-
ние, пропорциональное току тиристоров, удерживается равным нулю
в течение всего времени, пока тиристоры не проводят ток. Недо-
статками такого способа [Л. 33] являются необходимость примене-
ния специальных управляемых интеграторов и обязательное решение
основных дифференциальных уравнений относительно тока тиристо-
ров. Часто эти ограничения являются слишком жесткими, поэтому

ниже излагается другой способ моделирования магнитносвязанных
цепей, свободный от указанных недостатков.
Этот способ основывается на том, что во всяком замкнутом
контуре ток может быть равен нулю только в том случае, если
внешнее напряжение равно и противоположно э. д. с, наводимой
в этом контуре благодаря существованию магнитных связей. Сле-
довательно, математическое описание непроводящего состояния ти-
ристоров сводится к тому, что в уравнении первичной цепи (со-
держащей тиристоры) напряжение источника заменяется на э. д. с,
0~
i(t)
Рис* 31. Схема электрической цепи (а) и
структура модели для ее исследования (б).
наведенную магнитносвязанными контурами. Уравнения вторичных
контуров никаких изменений при этом не претерпевают.
Например, для первичного контура, коммутируемого тиристо-
рами,
dii di2
(50)
Вторичный короткозамкнутый контур (без рассеяния) описывается
уравнением
di\ di2
0 = r2i2 + ~jf + Lm (51)
Здесь Lm и Lj — индуктивности соответственно взаимная и рассея-
ния первичной цепи.
Для определения токов необходимо решить систему уравнений
n_ • I . , T dim
(52)
соответствующих проводящему состоянию тиристоров, и уравнения
dit
din
ет — rxix + Lx dt + Lm dt ,
0-= — r2il +r2im +L„
dim
описывающие процессы при закрытых тиристорах.
62
(53)

Здесь
та
I
(64)
Структурная схема модели для этого случая бyдGт иметь вид,
приведенный на рис. 32.
Изменение структуры модели для поочередного решения рас-
смотренных выше уравнений производится при помощи переклю-
чающего реле Ях. Для решения уравнений (52) реле должно быть
включено и его контакт /\а, который подключает ко входу модели
внешнее напряжение и, замкнут. Для решения уравнений (53) реле
Рис. 32. Структурная схема модели для исследования цепи, со-
держащей контур электромагнитной связи.
отключается и своим размыкающим контактом Рх подключает ко
входу модели э. д. с. ет, определяемую выражением :(54).
Если напряжение, питающее исследуемую электрическую цепь,
является периодической функцией времени, то для получения непре-
рывного решения структурная схема дополняется устройствами, ко-
торые управляют переключающим реле /\. Эти устройства могут
быть выполнены в виде отдельных блоков узкоспециализированного
назначения. Такие блоки, как правило, требуют индивидуальной
разработки и изготовления и целесообразны только при массовом
решении однотипных задач. При достаточном количестве моделирую-
щих устройств функции управления переключающим реле могут
выполнять аналоговые схемы, основными элементами которых явля-
ются операционные усилители моделей общего назначения. Послед-
нее представляется наиболее рациональным, поэтому в дальнейшем
будут рассматриваться только такие способы управления решением.
Обычные электронные модели (здесь и в дальнейшем не рас-
сматриваются возможности быстродействующих моделей с перио-
дизацией решения) предназначены, как известно, для исследования
динамических систем с частотами свободных колебаний от 0,01 до
5 гц. Поэтому исследование большинства электрических цепей не
может производиться в натуральном масштабе времени. При этом,
очевидно, ко входу модели могут быть приложены только перио-
дические напряжения инфранизкой частоты. Генерация таких на-
пряжений осуществляется схемами на стандартных операционных
усилителях постоянного тока.
Для получения синусоидального напряжения частоты со необ-
ходимо запрограммировать такое дифференциальное уравнение,
Г
63

решением которого была бы -синусоидальная функция времени. По-
скольку таким уравнением является уравнение второго порядка
w + <Лс = О
(55)
при взаимосвязанных начальных условиях
[*!t=o]2 +
о> dt
(56)
где UM — амплитуда синусоидальной функции, то генерация сину-
соидального напряжения, прикладываемого ко входу модели, осу-
ществляется обычной схемой, содержащей три операционных уси-
лителя.
Проводящее состояние тиристора может наступить только
в момент подачи управляющего сигнала при положительном анод-
ном напряжении; непроводящее — в момент, когда ток тиристора
становится равным нулю. Поэтому управление переключающим реле
/\ в общем случае должно осуществляться в функции знака анод-
ного напряжения тиристора, момента подачи управляющего импуль-
са и тока тиристора. В частных случаях эти функциональные связи
можно заменить более простыми. Так, для встречно-параллельного
соединения тиристоров, включенных в цепь переменного тока с ак-
тивно-индуктивной нагрузкой, при углах открывания менее я и
достаточной ширине управляющего импульса переключающим реле
можно управлять только в функции тока тиристоров и угла откры-
вания, т. е. момента подачи управляющего импульса. В этом случае
на аноде открывающегося тиристора напряжение не может быть
отрицательным. Одна из возможных схем управления переключаю-
щих реле для этого режима приведена на рис. 33.
Благодаря нелинейным обратным связям операционный усили-
тель в схеме рис. 33 имеет несимметричную релейную характери-
стику с разрывом при нулевом сигнале на входе. Поэтому для обес-
печения нулевого уровня выходного сигнала при отсутствии управ-
ления на 4 вход схемы подается отрицательное смещение величиной
до 0,5 е. Входы 1 и 2 служат для сравнения положительного сиг-
нала, пропорционального фазе питающего напряжения, с отрица-
тельным сигналом, пропорциональным углу открывания тиристора.
г
Рис. 33. Структурная схема моде-
ли для управления переключаю-
щим реле
64

Реле /\, подключенное к выходу операционного усилителя, сраба-
тывает в момент равенства фазы питающего напряжения углу от-
крывания и удерживается до тех пор, пока ток, протекающий через
тиристор, не станет равным нулю, т. е. не станет равным нулю
положительный сигнал на входе 3.
Для получения сигнала, пропорционального фазе питающего
напряжения, можно использовать генератор пилообразных напря-
жений, синхронизированный напряжением питания. Схема такого
генератора приведена на рис. 34. Здесь пилообразное напряжение
получается путем периодического подключения напряжения постоян-
ной величины ко входу интегратора и разряда емкости интегратора
в момент переключения контактов реле Ри. С целью уменьшения
зоны нечувствительности реле Ри п ограничения его перегрузки си-
Рис. 34. Схема и -лучения сигнала, пропорционального фазе пи-
тающего напряжения.
нусоидальное напряжение преобразуется предварительно в напря-
жение прямоугольной формы. Поскольку при моделировании пере-
ходных процессов масштаб времени выбирается так, чтобы учиты-
ваемые частоты свободных колебаний системы не выходили за
пределы разрешающей способности машины, наличие контактов
электромагнитных реле не вносит искажений в решение, т. е. не
ограничивает верхний предел частотного диапазона модели.
Генератор пилообразных напряжений можно построить и на
бесконтактных элементах, например по схеме, приведенной на
рис. 35. При этом увеличивается количество диодных элементов,
необходимых для реализации схемы, и на ее вход, кроме основного
сигнала, должен подаваться инвертированный сигнал питающего
напряжения. Такая схема обладает повышенной стабильностью.
В схеме операционный усилитель 1 преобразует синусоидальное на-
пряжение, приложенное ко входу, в пульсирующее, состоящее из
П-образных импульсов постоянной амплитуды. Ширина П-образного
импульса используется для формирования переднего фронта им-
пульса пилообразного напряжения, промежутки времени между
импульсами — для формирования заднего фронта. Эти промежутки
времени определяются величиной отрицательного напряжения Ucu.
приложенного ко входу Rs усилителя /. Формирование переднего
и заднего фронтов импульсов пилообразного напряжения осуще-
ствляется усилителем 2, работающим в режиме интегратора. Отри-
цательный импульс с выхода усилителя / подается одновременно
на вход Яь и на диод Д4 как опорное напряжение цеди нелинейной
обратной связи. Так как диод Дз при этом заперт, то усилитель 2
работает в режиме интегрирования, т. е. напряжение на его выходе
возрастает линейно, образуя передний фронт пилообразного им-
5—2478 fiR

пульса. Крутизна его зависит от амплитуды П-образного импульса
и величины входного коэффициента R5y который выбирается так,
чтобы максимум пилообразного импульса был меньше опорного на-
пряжения.
Крутизна заднего фронта пилообразного импульса определяется
постоянной времени разрядной цепи конденсатора, образующейся
при проводящем состоянии диода Дз, когда опорное напряжение
становится равным нулю. Поэтому величина сопротивления &
должна быть такой, чтобы за время паузы между импульсами кон-
денсатор смог полностью разрядиться. Этому способствует и на-
пряжение смещения на входе усилителя Rq. Например, при емкости
конденсатора в цепи обратной связи 1 мкф сопротивление R? мож-
но взять 0,02 Мом, что соответствует постоянной времени разрядной
Рис. 35, Схема генератора пилообразных напряжений на бес-
контактных элементах.
цепи 0,02 сек, а напряжение смещения установить равными
0,1—0,5 в.
Если угол открывания тиристоров не постоянный, а зависит
от времени или состояния коммутируемой цепи, то схема модели
должна быть дополнена функциональным преобразователем a=f(x),
где х — аргумент переменной а. Так, если а изменяется во времени
по линейному закону от некоторой величины а(0) до нуля, то такой
процесс может моделироваться интегратором с нелинейной обратной
связью. Если а изменяется во времени .по экспоненциальному зако-
ну, то такой процесс моделируется интегратором с линейной обрат-
ной связью. В обоих случаях величина а(0) задается начальными
условиями на интеграторах. Другие типы функциональных преобра-
зователей реализуются обычно при помощи нелинейных блоков
путем кусочно-линейной аппроксимации функций.
Рассмотренный выше способ управления переключающим реле,
основанный на сравнении амплитуды управляющего сигнала с амп-
литудой сигнала-задания, сходен по своему характеру с вертикаль-
ным способом управления открыванием тиристоров и по аналогии
с последним может быть также .назван вертикальным. В модели,
как и в схемах управления тиристорами, можно использовать и
фазовый, или горизонтальный, способ управления переключающим
реле. Для этого, кроме сигнала основной синусоиды ив, необходим
сигнал иа, сдвинутый относительно основного на угол а, как пока-
зано на рис. 36,а. Начала положительных импульсов произведения
и8 X #а соответствуют началу интервала проводимости тиристоров,
поэтому эти сигналы можно использовать для управления переклю-
чающим реле. Очевидно, при постоянном значении угла открывания
60

а такой способ окажется предпочтительным. Действительно, полу-
чение сигнала
иа = c7M sin (со^ — а) = Ubl [sin tat cos а — cos со^ sin а] (57)
не представляет каких-либо трудностей и схема управления реа-
лизуется небольшим количеством операционных усилителей, как это
видно из рис. 36,6. В этой схеме включение переключающего реле
/\ произойдет только в том случае, когда произведение и8Хиа
станет положительным, т. е. угол включения всегда будет несколь-
ко больше а. Для того чтобы угол включения мало отличался от
и
л
а)
UMsin и) t
Рис. 36. Формирование управляющего сигнала при фазовом
управлении переключающим реле (а) и схема модели, реализую-
щая этот способ управления (б).
угла а (в идеальном случае аПкл = «), напряжение смещения не
следует выбирать больше 0,1—0,2 в. Меньшая величина напряжения
смещения может привести к появлению на входе последнего опе-
рационного усилителя напряжения, достаточного для удержания
реле даже в том случае, когда сумма входных напряжений
этого усилителя равна нулю.
Если в исследуемой электрической цепи ток не отстает по фазе
от напряжения Us, то реле Рх отключается при изменении знака as
или знака произведения usy^ua. При различных фазах напряжения и
тока реле /\ удерживается до тех пор, пока ток не станет равным
нулю. Таким образом, в этой схеме, как и в ранее рассмотренных,
угол закрывания тиристоров, зависящий от фазового угла нагрузки,
устанавливается автоматически.
Достоинством приведенной схемы является меньшее ограниче-
ние верхнего диапазона исследуемых частот. Однако если угол
5* 67

открывания тиристоров не постоянный, то фазовый способ управ-
ления переключающим реле может конкурировать с амплитудным
только при использовании специальных электромеханических нели-
нейных блоков, которыми снабжаются не все электронные модели.
11. МОДЕЛИРОВАНИЕ АСИНХРОННОГО ДВИГАТЕЛЯ
С ТИРИСТОРАМИ В ЦЕПИ СТАТОРА
Моделирование асинхронных машин вообще, в том числе и дви-
гателей с тиристорами в цепи статора, базируется на представле-
нии реальной машины некоторой идеализированной моделью, назы-
ваемой «обобщенной машиной». Способы приведения реальной ма-
шины к «обобщенной» широко освещены в специальной литерату-
ре. Напомним только, что «обобщенная машина» обязательно двух-
полюсная и при ее рассмотрении вводят следующие допущения:
пренебрегают гистерезисом, нелинейностью кривой намагничивания,
вихревыми токами, потерями в стали, а также влиянием пазов; воз-
душный зазор принимается равномерным; пренебрегают высшими
пространственными гармониками магнитного поля, благодаря чему
распределение магнитного поля каждой из обмоток вдоль окруж-
ности ротора и статора принимается синусоидальным 1.
При этих условиях асинхронный короткозамкнутый двигатель
описывается известными уравнениями, справедливыми для системы
координат, неподвижной относительно статора:
- _ - . i*L- '
0 = rrrr +
dt
■ /софг
Ф* = LJs + Lmir\
Фг = LWI s + Lrlr\
3 * .
m = ~k~ lm l Ф5< s],
(58)
)
где i, if> и й — мгновенные значения обобщенного пространственного
вектора каждой величины, полученные из мгновенных значений
соответствующих фазных токов, потокосцеплений и напряжений
путем использования соотношений
2 1
i = ~з~['л + шв + (5)2'cl»
Ф = [Фа + ЗФВ +(а)2Фс];
2
и = ~ \-аА + аив+(а)2ис].
(59)
1 Учет отдельных нелииейностей машины при ее моделировании
осуществляется специальными методами 1[Л. 46], которые в настоя-
щей работе не рассматриваются,
68

В приведенных уравнениях а — единичный вектор поворота на
120 эл. град
Уъ
3 = --2~ + ]-Г=е
(«)« = -4
2ж
4тс
3
Уравнения (58) содержат линейнозависимые переменные — токи
и потосцепления, поэтому количество уравнений может быть умень-
шено. При этом возможно шесть форм преобразования уравнений,
каждая из которых может оказаться удобной при решении отдель-
ной за'дачи. Для исследования схем с тиристорами в цепи статора
удобны формы записи уравнений, содержащие токи статора. Одна
из таких форм уравнений, полученная из (58) и используемая в
дальнейшем, имеет вид:
di's
dt
dj>r
~аТ
0 =
— Г г
dt
-/софг;
3 I *
= -Т1 77^4-
(60)
)
Если вместо действительных величин использовать их относи-
тельные значения, приняв в качестве базисных амплитудные значе-
ния номинальных фазных токов, напряжений и угловую частоту
питающей сети соо, то уравнения (60) преобразуются к виду
_ , dJs xm dtyr .
Xr
о = -
Xm Гг т d^r . Т ,
(61)
m = lm -
Xr
[ФгГв],
где t — относительное время, равное соо^.
Здесь и в дальнейшем уравнения асинхронной машины запи-
сываются только в относительных единицах; знак относительных
единиц для удобства записи опускается.
Для решения приведенных уравнений на электронных моделях
векторные величины должны быть представлены составляющими по
вещественной х и мнимой у осям декартовых координат. При этом
We = U6X + jUsy]
Фг = Фг* + /Фгу.
(62)
69

С учетом (62) систему (61) можно записать в виде
. di8X , Хт dj>rx .
disy .Хт dj>rv t
U£y = rslsy + <SXs ~Jf-T Xr dt .
о = — rr — i*x + — $rx + -^r + 4^;
0 = — rr — + — +r« +
/И = ~ (Фгх^« — Фг«/sx).
сдфгх!
)
(63)
Уравнения (63) содержат составляющие обобщенного простран-
ственного вектора тока статора. Для непрерывного решения этих
уравнений на модели при расчете режимов с тиристорами потре-
буются мгновенные значения фазных токов 1а, 1в и ic- Связь меж-
ду мгновенными значениями фазных токов и составляющими обоб-
щенного вектора тока устанавливается сопоставлением (59) и (62),
из которых получаются следующие зависимости:
2 ( 1в + 1с\.
1
(64)
Если в составляющих обобщенного вектора содержатся величи-
ны нулевой последовательности, то они 'определяются как
1а + iR + ir.
(65)
Выражения для мгновенных значений фазных величин в общем
случае имеют вид:
iA = ix + h\
2 i'x ~\~ 2 iy ~\~ lo'f
' ~2~ — ~2~ h + U-
(66)
70

Подставляя в первые два уравнения (63) соотношения (64)
и полагая /о = 0, систему (63) можно представить в виде
diA 1 Г
dt "ох. г в"
diB 1 г
— u0 — rstA —
dig = 1 Г
dt zxs ["'С —
Uq — rsl{
(67)
dtyry
dt
m = kr (Фг*«*у — W«*)»
где Mo — разность потенциалов между нулевыми точками звезды
напряжений сети и звезды напряжений двигателя; кт— коэффициент
связи ротора, равный хт/хг.
Полученные уравнения, с учетом (64) и (66), являются основ-
ными для моделирования асинхронного двигателя с тиристорами
в цепи статора при отсутствии токов нулевой последовательности.
При непроводящем состоянии тиристоров какой-либо из фаз
ток этой фазы равен нулю. Такое состояние, как и для однофазных
цепей, моделируется заменой напряжения, приложенного ко входу
модели, суммой э. д. с, наводимых в обесточенном контуре. Сле-
довательно, при отсутствии тока в фазе А к соответствующему
входу модели вместо напряжения иА—Щ должна прикладываться
э. д. с, равная
которая наводится в контуре вращающимся потоком ротора; или
вместо фазного напряжения иА прикладывается напряжение егА +
Ч-Ио. Величина и0 при этом определяется выражением
где и'a = ua — для проводящего состояния тиристоров; и'А^егА-\-
+ и0 — для непроводящего состояния.
Очевидно, если в непроводящем состоянии находятся тиристоры
только одной фазы, например Л, то
а если в непроводящем состоянии находятся тиристоры двух фаз,
то
ио = — (*А +и'в+и'с),
(68)
Ио= — (егА + ив + ис),
(69)
Uo=erA+etb + Uc.
(70)
71

Значение скорости двигателя со, входящее в уравнение (67),
определяется из уравнения движения привода
йы 1
-Ж--Г(т± тс),
где / — относительный момент инерции.
Величина / определяется выражением
/ = /„:
<<>п
р Зр2/н£Ун
(71)
(72)
Учитывая (67) и (71), уравнение движения привода можно за-
писать в виде
da 1
(73)
Окончательно система уравнений, подлежащая моделированию,
может быть записана в виде
di
1
diF
ИТ
die
dt
diA 1 Г , . d*rA I .
1 Г L d*rB].
1 Г , <%cl.
и d^rx Л- и ir г и r
Tr
dfy
ry
гг
dt = rrkrisy — kr — Фгу +<ukrtyrx;
i*x — 1д', isy "|/"з"(*£ *c)»
dt 9 dt " 2 + 2 <tt
2 dt
1
(74)
We= А +и'в+и'сУ>
^jf =-Y (kArJ&y — kAryisx ± mG).
Структурная схема модели для решения уравнений системы (74)
приведена на рис. 37. Управление переключающими реле
и РХс осуществляется по схеме, представленной на рис. 38. Обе
72

схемы составлены исходя из того, что для решения системы урав-
нений (74) используются две аналоговые машины типа МН-7 и
комплект нелинейных блоков типа ЫНБ-1М. Все операционные
усилители первой аналоговой машины обозначены порядковыми но-
мерами, присвоенными им в данной машине, а усилители второй
Рис. 37. Структурная схема модели асинхронного двигателя
с тиристорами в статорной цепи.
73

машины — порядковыми номерами со штрихом, например /'; 2'\
3' и т. д.
Расчет фазных токов iA, 1в и 1с в схеме на рис. 37 осуще-
ствляется при помощи интеграторов 7, 8 и 15 первой машины.
При этом контакт реле Р замкнут только в течение времени,
соответствующего величине угла проводимости тиристора, т. е.
с момента появления управляющего импульса при положительном
анодном напряжении тиристора до момента прекращения тока через
тиристор.
Ранее было установлено, что непроводящее состояние тиристора
должно моделироваться путем замены для фазы Л, например, на-
пряжения иА—ио напряжением, пропорциональным э. д. с. взаимо-
индукции. При этом результирующее напряжение, приложенное ко
входу интегратора 7 (рис. 37) будет равно нулю. Очевидно, вклю-
чение во входную цепь этого интегратора замыкающегося контакта
реле /\ является одним из вариантов реализации этого общего
принципа.
Напряжение нулевой последовательности «о образуется на вы-
ходе усилителя 12'. В зависимости от количества тиристоров, про-
водящих в данный момент ток, коэффициент усиления операцион-
ного усилителя может быть 1/3, 1/2 или 1 в соответствии с уравне-
ниями (68), (69) и (70). Изменение коэффициента усиления достиг-
нуто путем включения через замыкающие контакты реле Р\д, Р\в>
Р\С тРех одинаковых сопротивлений в цепь обратной связи усили-
теля 12'. Этими же реле коммутируются и входные напряжения
схемы образования напряжения нулевой последовательности.
В схеме рис. 38 вырабатывается три синусоидальных напряже-
ния иА, ив и ис одинаковой амплитуды, сдвинутые друг по отно-
шению к другу на 120 эл. град. При этом напряжение иА получает-
ся путем интегрирования уравнения (55) на интеграторах 5\ 6' и
инверторе 1\ а напряжения ив и ис — путем решения уравнений
типа
UK sin (Ы + р) = Uи (cos р sin at + sin fl cos <о/),
что осуществляется операционными усилителями 2' и 3f.
Все эти элементы схемы рис. 38 образуют трехфазный гене-
ратор синусодиальных напряжений инфранизкой частоты (Г =
= 4 сек).
Сравнивающие устройства обеспечивают наличие выходного сиг-
нала только при />0. Поэтому переменные токи iA, iB, ic подаются
на вход сравнивающего устройства через нелинейные блоки 1НБ,
2НБ и ЗНБ, которые преобразуют эти токи в пульсирующие ifА) i'в
и Г с одного знака.
Структурные схемы на рис. 37 и 38 позволяют исследовать
разнообразные режимы работы и переходные процессы асинхронного
двигателя, управляемого встречно-параллельно включенными тири-
сторами. К таким режимам относятся, например, следующие:
1) пуск двигателя при постоянном значении угла открывания
тиристоров. Эта задача решается при нулевых начальных условиях
для двигателя;
2) повторное включение и реверс двигателя при постоянном зна-
чении угла открывания тиристоров и различных начальных усло-
виях для двигателя (разной начальной скорости, разных начальных
потоках);
75

3) пуск двигателя при изменяющемся (в функции времени или
другого параметра) угле открывания тиристоров;
4) повторное включение и реверс двигателя при изменяющемся
значении угла открывания тиристоров;
5) пуск двигателя путем неодновременного подключения фаз
питающей сети.
В последнем режиме управляющее действие тиристоров прояв-
ляется только в начальной стадии пуска, поэтому при его иссле-
довании схему управления переключающим реле можно существен-
но упростить. Переходный процесс начинается с момента подключе-
ния двух фаз. Поэтому если начало решения совместить с момен-
том подключения этих фаз, то два переключающих реле можно
исключить из схемы управления, полагая, что их замыкающие кон-
такты замкнуты, или подать на обмотки этих реле постоянное на-
пряжение.
Фаза линейного напряжения в момент подключения двигателя
однозначно определяется начальными условиями, заданными на ин-
теграторы схемы, генерирующей синусоидальные напряжения. Если
к линейному напряжению в момент его максимума подключаются
фазы В и С, то на интеграторах следует задать начальные условия
так, чтобы мгновенное значение напряжения иА в момент включе-
ния было равно нулю, т. е.
c/Msin<o/|f = 0 = 0; L/M cos со/ |f = e = t7M. (75)
Управление реле P^A тоже можно существенно упростить, так
как это реле за все время решения задачи должно включиться
только один раз и далее оставаться включенным до окончания ре-
шения. Реле Р^д включается через некоторое время, отсчитываемое
от начала решения и выражающееся обычно не в секундах дей-
ствительного или «машинного» времени, а в градусах угловой ча-
стоты напряжения питания исследуемой схемы. Для формирования
сигнала / или со/ в этом случае можно использовать интегратор,
сигнал на выходе которого не должен превышать +100 в. Для это-
го параллельно конденсатору следует включить цепь нелинейной
обратной связи, состоящей из диода с опорным напряжением.
Выход интегратора с ограничением -напряжения подключается ко
входу со/а схемы управления реле Р^д- При этом исследование
неодновременного подключения фаз двигателя сводится к вариации
задания а на схему сравнения (рис. 38). Часть схемы управления,
предназначавшаяся ранее для образования сигналов со/а, со/я, со/с
и /''a, irb* t'c, в данном случае использоваться не будет, поэтому
ее можно исключить.
Аналогичная схема питания реле /\ используется и при ис-
следованиях влияния фазы линейного напряжения в момент вклю-
чения при постоянном запаздывании подключения третьей фазы.
При этом а остается постоянным, а варьироваться будут началь-
ные условия на интеграторах схемы, генерирующей синусоидальные
напряжения.
Разнообразие задач, решаемых при помощи рассмотренных
структурных схем, свидетельствует об универсальности разработан-
ной модели и возможности использования ее для исследования
многих режимов асинхронного двигателя с изолированной ней-
тралью, управляемого тиристорами. При исследовании некоторых из
76

этих режимов можно рекомендовать также модели, рассмотренные
в [Л. 28 и 33]. Однако при этом следует учитывать, что модель по
[Л. 28] пригодна только для исследования режимов, исключающих
как проводящее состояние только одного тиристора, так и несим-
метрию питающих напряжений при проводящем состоянии всех ти-
ристоров, так как схема образования и0 справедлива только для
двухфазного питания двигателя. Модель [Л. 33] в отношении об-
разования и0 принципиально верна, однако структурная схема этой
части решена не лучшим образом.
Модель [Л. 41] для исследования схем тиристорного управле-
ния не рекомендуется, так как она не только громоздка, но и
содержит замкнутые контуры без интегрирующих блоков, благода-
ря чему склонна к самовозбуждению.
Несмотря на то что схемы коммутаторов с неизолированной
нейтралью двигателя применяются крайне редко, может возникнуть
необходимость моделирования и этих схем. Поэтому остановимся на
некоторых особенностях такого моделирования. Если для схем
с изолированной нейтралью напряжение нулевой последовательно-
сти, вычисленное по уравнениям (68), (69) и (70), будет:
1
ао = -^(и,/л + а/,в + и"с). (76)
где т — число подключенных фаз сети; и" — напряжение фазы сети
или э. д. с. фазы двигателя, то это же напряжение для схем с не-
изолированной нейтралью определяется согласно теории симметрич-
ных составляющих как
ио = -^-(а"А +и"в+и"с). (77)
Поэтому способы вычисления щ для схем с изолированной
нейтралью нельзя применять, как это сделано, например, в [Л. 33]
для схем с неизолированной нейтралью.
Величина ио при расчете схем с неизолированной нейтралью
используется для определения di0/dt из уравнения
di0 1 г0 .
dt Хп 0 Xq 0
(78)
в котором Хо — индуктивное сопротивление нулевой последователь-
ности; г0 — активное сопротивление нулевой последовательности.
Некоторые авторы [Л. 2 и 33] считают, что по аналогии с синхрон-
ной машиной для асинхронного двигателя можно ориентировочно
принять f
#o~Xi или Хо — х 2,
Го«Г4,
гте Xi и х'-> — сопротивления рассеяния. Измерения сопротивлений
нулевой последовательности ряда короткозамкнутых двигателей
единой серии показывают, что величина х0 близка к х1к, т. е. почти
1 Сопротивление хк получено из опыта короткого замыкания.
77

вдвое больше значений, приведенных выше, а для двигателей с фаз-
ным ротором может в 2—3 раза превышать хк, т. е. может быть
в 4—6 раз больше Х\ или х\. Следовательно, для моделирования
схем тиристорных коммутаторов при неизолированной нейтрали
двигателя необходимо правильнее определение величин сопротивле-
ний нулевой последовательности, которые в настоящее время, к со-
жалению, можно определить только экспериментальным путем.
В тех случаях, когда х0 можно принять равным хк, а распре-
деление потока машины считать синусоидальным, расчетные схемы
при моделировании получатся проще схем, рассмотренных выше.
12. МОДЕЛИРОВАНИЕ РЕЖИМОВ ДИНАМИЧЕСКОГО
ТОРМОЖЕНИЯ ПРИ ТИРИСТОРНОМ УПРАВЛЕНИИ
Большинство схем динамического торможения, как показано
в § 6, образуется путем вариации количества тиристоров, вклю-
ченных в цепь статора, числа фаз питания и числа обесточенных
обмоток.
Управление торможением осуществляется тиристорами, пропус-
кающими по обмоткам двигателя ток только одного направления.
При исследовании этих схем на АВМ значительно упрощаются
схемы управления переключающими реле и структуры моделей са-
мих двигателей.
Все схемы динамического торможения удобно сгруппировать
так, чтобы для их исследования получить минимальное число наи-
более простых моделей. Одну из групп, например, можно создать,
объединив схемы динамического торможения по признаку того, что
в одной из фаз двигателя ток равен нулю, а схема питается одним
или двумя линейными напряжениями. Для получения наиболее про-
стых структур при моделировании этой группы схем удобно принять,
что ток в фазе А равен нулю, а значит, iB=—ic. Тогда вместо
первых трех уравнений системы (74) достаточно записать только
одно
dt ~~ vXs L
Уъ di>ry] _
(79)
Zr'dt J
Исключив из системы (74) уравнение для вычисления и0 и все
члены, содержащие ток 1а или равный ему isx, получим:
dit
~dt
_1_
kr
dj>ry
dt
2
'krdt
dt ===-
kArx — <&kAry\
— kAry + <£>kArx + rTk2tisy\
Isy
dio
lit
Уъ B'
j-(kArxisy ±mQ).
(80)
78

Структурная схема модели для решения этой системы уравне-
ний приведена на рис. 39. Она значительно проще схемы рис. 38,
что обусловлено упрощением структуры системы уравнений (80)
по сравнению с уравнениями (74). В результате структурная схема
для решения уравнений (80) содержит только 7 операционных уси-
лителей вместо 18, необходимых для решения уравнений системы
(74).
Напряжения '(игв—и'с), приложенные ко входу модели, могут
принимать следующие 'значения:
1. и'в—и'с-=ив—Uc = Ubc при проводящем состоянии управляю-
щих тиристоров в случае питания от фаз В и С.
2. u'b—u'c = u>b—ua = Uba при проводящем состоянии управ-
ляющих тиристоров в случае питания от фаз В и Л.
.— d$ry
3. и'в — и'С—У Zkr при непроводящем состоянии управ-
ляющих тиристоров, наступающем с момента iB = 0.
4. и'в—и'с = 0 при непроводящем состоянии управляющих ти-
ристоров наступающем с момента равенства нулю линейного на-
пряжения, если фазы двигателя на время отключенного состояния
шунтируются вентилем, как в схемах 6 и 7 на рис. 18.
Схема управления переключающими реле в этом случае также
упрощается. В схеме должно генерироваться только два синусоидаль-
ных напряжения: линейное напряжение ивс и отстающее от него
на 60 эл. град линейное напряжение uba\ переключающих реле
тоже должно быть только два. Ток iB может быть только поло-
жительным, поэтому из схемы управления рис. 38 можно исключить
три инвертора токов. В результате всех упрощений схема будет
выглядеть так, как показано на рис. 40. Операционные усилители
9' и IV управляют реле импульсов Рис и Pua, при помощи кото-
рых синусоидальное напряжение ubc(uba), приложенное ко вхо-
ду усилителей 9' (IP), преобразуется в напряжение прямоугольных
импульсов, прикладываемое к генераторам пилообразных напряже-
ний 7' и 8'.
Если при торможении двигатель питается только одним линей-
ным напряжением, то схема модели упростится еще больше.
Следует отметить, что для исследования схем динамического
торможения при больших токах, т. е. при малых углах открывания
тиристоров, схема управления реле Р должна быть дополнена
элементом сравнения, разрешающим включение этого реле только
при uba>Ubc> Однако такие схемы из-за больших токов динами-
ческого торможения используются крайне редко. При исследовании
схем динамического торможения угол открывания тиристора не
всегда задается в явном виде. Иногда этот угол является искомой
величиной, заданной среднеквадратичным значением тормозного тока
заторможенного двигателя. Например, сравнение схем динамическо-
го торможения по их эффективности в большинстве случаев про-
изводят при одинаковом расходе энергии на торможение, который
приближенно определяют как произведение мощности, потребляемой
заторможенным двигателем, на время торможения, или при одина-
ковой мощности, затрачиваемой на торможение. Поскольку эта
мощность является функцией среднеквадратичного значения тормоз-
ного тока, то заданным при таких исследованиях является именно
этот ток.
79

При моделировании таких режимов рассчитывать требуемый
угол открывания тиристоров не следует, так как такой расчет пред-
ставляет известные трудности. Значительно проще создать в модели
схему для определения среднеквадратичного значения тока 1в и
установить угол открывания по результатам определения этого
тока. Зная, что среднеквадратичное значение тока определяется
выражением
пт
Рис. 40. Структурная схема модели для управления пе-
реключающими реле (схемы на рис. 39 и 41).
6-2478 §1

можно собрать схему для определения /, состоящую из одного
квадратора и одного интегратора. При известном числе периодов
интегрирования п значение Т определяется просто, а если учесть,
что период питающего напряжения в модели составляет 2—4 сек,
то определение пТ, а значит, и / можно произвести с высокой
точностью.
Вторая группа схем динамического торможения — это схемы,
в которых две фазы двигателя, оставаясь замкнутыми в течение
всего времени работы, создают короткозамкнутый демпфирующий
контур, как, например, схема 10 на рис. 18. Эти схемы также могут
питаться одним или двумя линейными напряжениями, поэтому схема
управления переключающими реле должна быть аналогична схеме
на рис. 40, так как линейное напряжение и ас тоже отстает от на-
пряжения илв на 60 эл. град. Возможные упрощения в схеме
решения уравнений двигателя рассмотрим отдельно.
Полагаем, что фазы двигателя В и С замкнуты, и вместо пер-
вых трех уравнений системы (74) запишем уравнения для токов
1а и lSy
diA 1 Г , . )
disy _ 1 [а'в~"'с . . d^ry] ' (82)
Напряжения, приложенные ко входу модели, могут принимать
следующие значения:
1. u'A = uA\ u'b = ub; u,c = ub при проводящем состоянии управ-
ляющих тиристоров в случае питания от фаз Л и В.
2. w'a = «a; u'b = uc\ u'c = Uc при проводящем состоянии управ-
ляющих тиристоров в случае питания от фаз Л и С.
, d^rA
3. a'А u0 = kr —jj- ; u'в — u'c = 0 при непроводящем состоя-
нии управляющих тиристоров, наступающем с момента iA = 0.
4. u'а—«о = 0 и и!в—и'с = 0 при непроводящем состоянии управ-
ляющих тиристоров, наступающем с момента равенства нулю ли-
нейного напряжения, если фазы двигателя на время отключенного
состояния закорачиваются вентилем.
Из приведенных значений действующих на входе модели на-
пряжений следует, что во всех случаях и!в—и'с = 0, т. е. второе
уравнение системы (82) можно переписать в виде
U Г/^Г!/1 /QQ\
—■rsi8y—kr-jfy (83)
Для преобразования первого уравнения определим значение но-
При питании от фаз Л и В
Ио = -^-(ил + ив + ивУ
1 2 ___2_
и'А — и0 = иА— 3 иА— 3 иБ = 3 иЛВ\
dts
dt
ox г
82

при питании от фаз Л и С
V л —uQ = u,
вс = Тв
АС*
Если учесть, кроме того, что iA = isx, то систему уравнений
(74) можно преобразовать к виду
кг —rfj- = rrkrlsx — — Mrx — <*Мгу\
dtyry 2 Гг
r ~cFT = rrkil*y — ^7 $ry + v>kt4rx\
d(o 1
~dT==~T [kiVrxi*y — krhyisx ± mQ].
(84)
)
Структурная схема модели для решения этой системы уравне-
ний приведена на рис. 41. Управление решением, т. е. переклю-
чающими реле, осуществляется при помощи схемы на рис. 40.
Режим динамического торможения отличается, как известно,
большим диапазоном изменения результирующего потока машины.
Так, при скоростях выше 0,3—0,4 со о поток машины может быть
в 5—6 раз меньше потока заторможенного двигателя, что должно
учитываться при исследовании динамического торможения на элек-
тронных моделях. С одной стороны, это явление благоприятно в том
смысле, что определяющая часть переходного процесса протекает
при ненасыщенной магнитной системе, поэтому при моделировании
магнитную систему можно считать линейной даже при больших
токах (2—3/н). С другой стороны, принятая при расчетах линей-
ность магнитной системы приводит к завышенным значениям потоко-
сцепления заторможенного двигателя, когда размагничивающая
реакция ротора не проявляется. При расчетах тормозных процес-
сов в приводах с относительно небольшими моментами инерции
это не вносит погрешности, так как переходный процесс заканчи-
вается раньше, чем поток достигнет установившегося значения. Не-
смотря на это, масштаб переменных должен выбираться так, чтобы
машинное значение установившегося потокосцепления находилось
в допустимых пределах.
Большой диапазон изменения потокосцепления создает трудно-
сти в использовании диапазона линейных решающих элементов
машины. Лучшее использование решающих элементов при модели-
ровании схем динамического торможения достигается в тех случаях,
6* 83

когда масштабы переменных по вещественной и мнимой осям раз-
личны. Это возможно если различны составляющие приложенного
напряжения и соответствующие им вещественная и мнимая состав-
ляющие установившегося значения потокосцепления. Учет этих осо-
бенностей позволяет повысить точность расчетов.
Структурная схема модели для решения системы
уразнеиий (84).
Опыт моделирования схем динамического торможения показы-
вает, что лри расчете подавляющего большинства режимов следует
принимать ненасыщенными главную индуктивность и индуктивности
рассеяния. Учет насыщения путей рассеяния производится выбором
соответствующих значений индуктивных сопротивлений рассеяния
только в тех случаях, когда ток динамического торможения
в 2—3 раза больше номинального тока двигателя.
Успех анализа режимов работы асинхронного двигателя на ана-
логовой вычислительной машине во многом зависит не только от
принятых структурных схем расчета, но и от выбранных масштабов
времени и зависимых переменных. Опыт исследования на АВМ ре-
жимов работы асинхронных двигателей показывает, что наиболее
удобным масштабом времени является увеличение действительного
времени в 100 раз или уменьшение относительного времени в 3,14 pa-
Cl

за. Однако при таком масштабе времени возможны погрешности
за счет собственного времени срабатывания переключающих реле.
Поэтому практически анализ режимов асинхронных двигателей при
тиристорном управлении лучше вести в масштабе действительного
времени, равного 200, или относительного 1/1,57.
Выбор масштабов зависимых переменных особенно удобно про-
изводить, если уравнения записаны в относительных единицах. При
этом максимальные значения напряжений и тютокосцеплений мало
отличаются от 1, и поэтому масштаб напряжений и потокосцеплений
можно выбрать 50—80, а масштаб токов 20—25, что соответствует
четырех-пятикратному значению тока.
Некоторые трудности могут возникнуть при выборе масштабез
для моделирования схем динамического торможения. Здесь потоко-
сцепление заторможенного двигателя, выраженное в относительных
единицах, примерно в 2 раза больше тока, так как для двигателей
небольшой и средней мощности ^«1,'5-г-2, а фг при /г = 0 опреде-
лится равенством tyr = x^Is.
Поэтому при больших токах динамического торможения нужно
выбирать малые масштабы потокосцепления, что может привести
к значительным погрешностям при перемножении переменных. Наи-
более действенной мерой повышения точности расчета является вы-
бор различных масштабов для проекций обобщенного вектора по
осям х и у. Так, если при наладке схемы решения установлено, что
необходимо уменьшать масштаб г|)х, обязательно следует проверить,
нельзя ли во столько же раз увеличить масштаб iy для того, чтобы
масштаб их произведения остался неизменным. В большинстве слу-
чаев так удается сохранить масштаб произведения и зависимую
от него точность решения задачи.
13. НЕКОТОРЫЕ РЕЗУЛЬТАТЫ МОДЕЛИРОВАНИЯ РЕЖИМОВ
РАБОТЫ АСИНХРОННЫХ ДВИГАТЕЛЕЙ С ТИРИСТОРНЫМ
УПРАВЛЕНИЕМ
Для более наглядного представления о возможности моделиро-
вания и точности получаемых результатов с учетом принятых допу-
щений ниже приводится сравнение расчета на электронной анало-
говой вычислительной машине МН-7 некоторых режимов работы
асинхронного двигателя с тиристорными коммутаторами с экспери-
ментальными данными.
Одним из критериев оценки достоверности модели является пра-
вильность расчета токов как по величине, так и по форме. Поэтому
гбыло проведено сравнение результатов расчета токов с эксперимен-
том для различных режимов нескольких двигателей при вариации
|углов открывания тиристоров. Типичные осциллограммы, показываю-
щие хорошую сходимость расчета и эксперимента, приведены на
грис. 42 для случая управления неподвижного двигателя А02-31-4
•при угле открывания, равном 77 эл. град. Средняя погрешность опре-
деления амплитуд токов лежит в пределах 5—10%.
/ Основным показателем правильности расчетов является совпа-
дение с экспериментом расчетных значений электромагнитного мо-
шента. На рис. 43 приведены экспериментальные и расчетные осцил-
лограммы пуска вхолостую двигателя А02-31-4 при различных зна-
мениях угла открывания а. Осциллограммы разгона двигателя при
Постоянной величине угла а (рис. 43,а, б, д, е) подтверждают пра-
85

77 эл. град
вильность расчета токов при переменной скорости вращения. То Же
можно отметить и для случая управления углом открывания, изме-
няющимся по экспоненциальному закону и характеризующимся (§ 5)
величиной начального значения угла открывания а(0) и постоянной
времени та (рис. 43,в, г).
Из осциллограммы видно, что величины и характер изменения
момента двигателя хорошо совпадают в первый период пуска. При
подсинхронной скорости на-
блюдается некоторое искаже-
ние кривой момента по сравне-
нию с экспериментом. Это
объясняется применением для
расчета неизменных парамет-
ров, определенных по данным
опыта короткого замыкания
двигателя. Использование та-
кой модели оправдано решаю-
щим влиянием на динамиче-
скую характеристику началь-
ного участка разгона, где осо-
бенно сильно проявляются
электромагнитные переходные
моменты. Благодаря этому вре-
мента разгона по расчету и
эксперименту практически со-
впадают.
Для правильного расчета
последнего участка разгона
следует выбирать при модели-
ровании параметры двигателя,
соответствующие номинальной
скорости. Однако при этом по-
лучается значительная погрешность при расчете наиболее важного
начального участка пуска.
Для точного расчета процесса пуска во всем диапазоне измене-
ния скорости необходимо применение модели, учитывающей зависи-
мость параметров двигателя от скольжения, что неоправданно
усложняет модель при инженерных расчетах {Л. 25].
Следует отметить, что применение идеализированной модели
асинхронной машины приводит к тому, что в кривой момента, полу-
ченной в результате расчета, отсутствуют высокочастотные состав-
ляющие, определяемые зубцов ым-и гармониками н. с. и неравномер-
ным распределением потока. Эти добавочные моменты, заметные
в экспериментальных кривых, на время разгона и характер измене-
ния скорости практически не влияют.
Хорошее совпадение расчетных и экспериментальных данных
для начального, наиболее важного, участка пуска позволило прове-
сти исследование влияния вариации величины начального угла
открывания тиристоров и скорости его изменения на динамику про-
цесса пуска. Результаты этого исследования приведены выше в § 5,
а характерные осциллограммы решений — на рис. 13.
Легкость изменения на модели параметров цепи управления ти-
ристорами, в частности угла открывания и закона его изменения,
позволяет осуществить синтез заданной динамической характеристи-
ки. На рис. 44 приведены динамические характеристики двигателя
15Ь эл.град
Рис. 42. Осциллограммы напряже-
ния и тока двигателя А02-31-4.
а — эксперимент; б — расчет ня мп.
86

/VWVWVWww
e)
Рис. 43. Осциллограммы пуска двигателя А02-31-4.
а, д — эксперимент при а=0 и а=75 эл. град соответственно; б, б —то
же, но расчет; в — эксперимент при а»= ПО эл. град и ха =0,06 сек-,
г—10 же, но расчет.
87

А02-12-4, полученные на модели при изменении условий проводимо-
сти тиристоров. При пуске с предварительно созданным начальным
магнитным потоком, отвечающим условию (36), динамическая ме-
ханическая характеристика 2 приближается к статической, однако
в виду большой скорости изменения скольжения наибольший момент
двигателя при скорости 0,8я0 меньше Л1кр, соответствующего стати-
ческой механической характеристике 6. Отсутствие больших по вели-
чине пиков переходных моментов уменьшает, но не полностью устра-
О | и
/
_ — —'
- м
12 3*5
Рис 44 Динамические хаоактеристики двигателя
А02-12-4.
1 — прямой пуск; 2 — пуск с предварительно созданным началь-
ным потоком по выражению (36); 3 — а=95 эл. град и та—
=0,04 сек; 4 — а= 110 эл. град и ta =0,08 сек; 5 — а=75 эл. град--=
=const; 6 — статическая механическая характеристика.
няет возможные удары в кинематической цепи приводимого меха-
низма из-за значительной величины статического пускового момента.
Для плавного безударного пуска необходимо (§ 5) постоянное воз-
растание начального момента, что возможно при управлении углом
открывания тиристоров. Динамические механические характеристики
в этом случае также показаны на рис. 44 (кривые 3 и 4). Зависи-
мость M=f(n) для неизменного а в процессе разгона (кривая 5)
приведена как среднее значение динамического момента, пульсирую-
щего, как видно из осциллограмм на рис. 43, ввиду чередования СТ
и НТ режимов.
Моделирование режимов динамического торможения подтверди-
ло выводы экспериментального исследования, изложенные в § 6, и
позволило установить ряд новых положений, а также более полно
проанализировать влияние таких параметров, как незатухшее поле
двигателя и форма тока. В табл. 3 приведены результаты такого
исследования для двух схем соединения обмоток двигателя — после-
довательное включение двух статорных обмоток (схема 1) и вклю-
чение одной из обмотки последовательно с двумя другими, соединен-
ными между собой параллельно (схема 2).
За базовые единицы в таблице приняты значения момента, вре-
мени и ударного тока при торможении постоянным током двигателя
с незатухающим полем по схеме 1.
При последовательном соединении двух обмоток двигателя не-
сколько меньшее время торможения получается при двухфазном вы
88

Таблица 3
Магнитное
поле
Ф (0)
Величины, харак-
теризующие
процесс
Схема 1
Схема 2
Постоянный
ток
Однофазное
выпрямление
Двухфазное
выпрямление
Постоянный
ток
Однофазное
выпрямление
Двухфазное
выпрямление
Незатухшее
0,8
^ УД
1
1
1
0,9
2,4
1,15
0,85
2,0
1,1
0,8
1
1
0,5
1,9
0,9
0,5
1,9
0,8
Затухшее
0
Муд
f УД
0,03
1,3
0,2
0,08ч-
0,06
2,7
0,6
0,06ч-
|0,05
2,2
0,5
0,04
1,3
0,26
0,08
2,1
0,55
0,09
2,1
0,55
прямлении по сравнению с однофазным. Однако при соединении
обмоток двигателя, обеспечивающем наличие короткозамкнутого кон-
тура, эффективность торможения при обоих видах выпрямления
практически одинакова. Это положение важно, так как позволяет
отказаться от двухтиристорного торможения двигателя, две статор-
ные обмотки которого соединяются между собой, и использовать
только один тиристор для контроля процесса торможения.
Рис. 45. Расчетная осциллограмма динами-
ческого торможения двигателя А02-31-4
при однофазном выпрямлении по схеме /.
На рис. 45 приведена типичная расчетная осциллограмма дина-
мического торможения двигателя А02-31-4 однофазным выпрямлен-
ным током по схеме / при статическом моменте на валу, равном
0,4 Ми, и добавочном моменте инерции, равном 0,3 момента инерции
двигателя. Форма момента повторяет форму тормозного тока; в зоне
высоких скоростей машина развивает двигательный момент из-за
большой переменной составляющей выпрямленного тока.
Исследование асинхронного двигателя с тиристорным коммута-
тором в режиме противовключения производилось по приведенной
на рис. 37 блок-схеме модели с дополнением узлов изменения угла
открывания. Характерные осциллограммы реверса двигателя
89

А02-12-4 приведены на рис. 46. Здесь представлен прямой реверс
при незатухшем магнитном поле двигателя, ударный момент при
котором достигает 10М„, а также два случая управляемого реверса.
Ударный момент существенно уменьшается, а время реверса увели-
чивается незначительно при изменении угла открывания тиристоров
от большого начального значения, ограничивающего ток, до малого
значения во второй половине реверса. Такой процесс приведен на
Рис. 46. Расчетные осциллограммы управляемого реверса дви-
гателя А02-12-4.
а — прямой реверс; б — а(0) = 100 эл. град, та =0,17 сек\ в — а=
=75 эл. 2pa<5=const.
рис. 46,6 и может быть рекомендован как оптимальный. При по-
стоянном угле а токи и момент ограничиваются на всем протяжении
реверса, что увеличивает время переходного процесса. Исследования
на АВМ показали, что при а = const время переходного процесса
увеличивается в большей степени, чем уменьшается ударное значе-
ние момента при незатухающем магнитном поле. Например, при
а=75 эл. град время реверса вхолостую двигателя А02-12-4 увели-
чивается в 2,2 раза, тогда как пик момента уменьшается на 25—
30%, что следует из рассмотрения осциллограмм рис. 46,в и а.
90

Короткое замыкание обмоток двигателя для подготовки процес-
са реверса с затухшим магнитным полем вызывает пик момента,
равный примерно пусковому ударному моменту. При реверсе с за-
тухшим магнитным полем нет необходимости в больших а для огра-
ничения начальных моментов и токов,
ГЛАВА ЧЕТВЕРТАЯ
СХЕМЫ ТИРИСТОРНЫХ КОММУТАТОРОВ
ДЛЯ УПРАВЛЕНИЯ АСИНХРОННЫМИ
ДВИГАТЕЛЯМИ
14 СТРУКТУРНЫЕ СХЕМЫ ТИРИСТОРНЫХ КОММУТАТОРОВ
Схема любого тиристорного коммутатора состоит из двух час-
тей—силовой, содержащей ТЭ, и схемы управления тиристорами
(СУТ). Силовая часть в свою очередь может содержать коммути-
рующие элементы для включения, управления и отключения нагруз-
ки (КЭ); коммутирующие элементы для изменения порядка чередо-
вания фаз и реверса (РЭ); вырямительные и шунтирующие элемен-
ты, создающие режим торможения (ВЭ); элементы защиты от пере-
напряжений (ЗЭ). Схема управления тиристорами в общем виде
содержит командные узлы, узлы сдвига фазы, формирования им-
пульсов и выходные для связи с ТЭ.
На рис. 47 показана общая блок-схема тиристорного коммута-
тора. Здесь СУТ состоит из блока питания (БП); входного устрой-
ства (ВУ), выполняющего функции синхронизации сигналов по фа-
зам и согласования их по амплитуде; регулятора фазового сдвига
управляющих импульсов в установившемся, статическом режиме
двигателя (СРФ); задающего командного органа (30); формиро-
вателя импульсов (ФИ) и выходного устройства (В), разделяющего
цепи управления и силовые. В случае необходимости изменения фа-
зового сдвига открывающего импульса в переходном режиме СУТ
дополняется динамическим регулятором фазы (ДРФ) со своим за-
дающим органом (ДЗО).
Величина требуемого угла открывания тиристоров задается
в 30 в виде напряжения или сопротивления, в зависимости от схемы
выполнения регулятора фазового угла. Так же задается угол откры-
вания тиристоров в динамике, закон изменения которого формирует-
ся в функции скорости или ускорения двигателя, скорости изменения
результирующего момента, времени и т. п. В отдельных случаях
функции нескольких блоков СУТ могут выполняться одним органом,
а некоторые блоки могут отсутствовать.
Ниже рассмотрены модификации блок-схемы ТК для управления
различными режимами работы асинхронного короткозамкнутого дви-
гателя.
а) Режим включения (прямой пуск) и отключения двигателя.
Силовая часть ТК состоит только из коммутатора КЭ, а СУТ содер-
жит БП, ВУ, ФИ и В. Если применена СУТ, зависимая от анод-
ного напряжения, то отсутствует БП, а функции формирователя
импульсов и выходного устройства часто совмещаются.
б) Прямой пуск, работа на искусственных характеристиках, и
отключение двигателя, К элементам схемы управления, перечислен-
91

ным в п. «а», добавляются СРФ и 30. В случае применения замкну-
той системы управления напряжением вводятся обратные связи.
в) Управляемый (плавный) пуск двигателя и его отключение.
Схема управления тиристорами состоит из всех элементов, изобра-
женных на рис. 47, с возможностью объединения функций узлов
ФИ и В; ВУ и 30, 30 и СРФ. Основную функцию выполняет блок
ДРФ открывающих импульсов, осуществляющий заданный темп раз-
гона.
Рис. 47. Блок-схема тиристорного коммутатора.
г) Пуск двигателя с подавлением переходных моментов. Комму-
тирующие тиристоры (§ 5) разбиваются на две группы, подключаю-
щие обмотки двигателя к сети в два этапа. Схема управления тири-
сторами содержит узлы создания начального поля, подключения
к сети и фазоизмерительную схему, определяющую момент включе-
ния. Устройства для изменения фазы управляющих сигналов могут
отсутствовать. В этом случае требования к ФИ облегчаются ввиду
возможности управления ТЭ по упрощенным схемам. В основном
узлы СУТ сходны с узлами ТК для прямого 'пуска.
д) Прямой пуск, торможение и отключение двигателя. Комму-
татор дополняется ВЭ, увеличивающим постоянную составляющую
выпрямленного тока. В большинстве случаев некоторые вентили КЭ
используются в тормозном режиме совместно с ВЭ. Ввиду необхо-
димости изменения величины тормозного тока углы открывания ти-
ристоров, участвующих в процессе торможения и называемых
в дальнейшем тормозными, должны задаваться от отдельного блока,
регулирующего фазовый сдвиг тормозных вентилей (ТРФ), со своим
задающим органом (ТЗО).
92

е) Включение, реверс и отключение двигателя. Силовая часть
содержит КЭ и РЭ. Соответственно СУТ содержит удвоенное коли-
чество выходных узлов, формирователей импульса и часто фазо-
сдвигающих устройств. Схема управления тиристорами дополняется
узлом задержки (УЗ) подачи управляющих импульсов на РЭ после
снятия сигнала с КЭ. Это исключает короткие замыкания при отпи-
рании РЭ до закрывания тиристоров КЭ.
ж) Импульсное включение и шаговый режим двигателя. Сило-
вая часть содержит только КЭ. Существенным добавлением в СУТ
является за датчик тактовых импульсов (ЗИ), определяющий соот-
ношение времени включенного и отключенного состояний, либо блок
кольцевого распределителя (БКР) в случае поочередного подключе-
ния отдельных О'бмоток статора двигателя для получения шагового
режима. Блок СРФ может отсутствовать.
з) Режим ползучей скорости. Для создания в машине магнит-
ных полей, вращающихся с различными скоростями, в частном слу-
чае— неподвижного и вращающегося со скоростью основного поля,
необходимо осуществить такой режим работы ТК, в котором основ-
ными гармониками разложения являются нулевая и первая. Поэтому
СУТ должна содержать блок несимметрии углов (НУ), вводящий
несимметрию в задание углов управления встречно-параллельными
тиристорами.
Ниже рассматриваются принципы регионального построения си-
ловой части и наиболее часто применяемых блоков СУТ, а также
приводятся полные схемы нескольких ТК-
15. РАЦИОНАЛЬНЫЕ СХЕМЫ СИЛОВОЙ ЧАСТИ
ТИРИСТОРНЫХ КОММУТАТОРОВ
Несмотря на то что предложено и осуществлено большое коли-
чество схем силовой части ТК, до настоящего времени не проведена
их систематизация и нет рекомендаций по применению. Приводимые
ниже сравнение и рекомендации по выбору силовой части трехфаз-
ных ТК для управления асинхронными короткозамкнутыми двигате-
лями выполнены на основании следующих критериев:
а) возможность осуществления требуемых режимов;
б) количество использованных тиристоров;
в) величина напряжения, прикладываемого к тиристорам;
г) коэффициент формы анодного тока;
д) возможность объединения радиаторов;
е) условия защиты тиристоров и двигателя;
ж) требования к схеме управления и возможность построения
ее из однотипных блоков.
В зависимости от назначения ТК его силовая часть может иметь
несколько модификаций, выполняющих одни и те же заданные ре-
жимы.
Нереверсивные ТК для пуска двигателя можно разбить на две
больпТие^Труппы, в одной из которых ТЭ включены между зажимами
сети и двигателя (рис. 48,а—г), а в другой — в рассечку нулевой
точки статорных обмоток двигателя (рис. 48,д—з). В этих группах
условия работы тиристоров различны и поэтому различны и требова-
ния к цепям управления. Схемы на рис. 48,а и г обладают наи-
большими возможностями для "фразового управления переходными
рб^кимами. Наименьшее число силовых элементов в схемах ТК до-
93

стигается с применением симисторов, при этом последние могут
включаться только в две фазы двигателя, если нулевая точка ста-
торных обмоток не заземлена. Варианты коммутации асинхронного
двигателя при помощи двух (рис. 48,в) и одного тиристора
(рис. 48,э/с) образуются благодаря применению диодных мостовых
схем. В последней схеме тиристор работает в цепи выпрямленного
непрерывного тока и в отличие от всех остальных схем, где закры-
вание тиристоров происходит в режиме естественной коммутации,
тиристор должен закрываться дополнительным гасящим устройством,
обеспечивающим искусственную коммутацию. Однако" эта схема
имеет некоторые преимущества в системах, где важно строго одно-
временное и практически мгновенное отключение всех трех фаз дви-
гателя при появлении командного сигнала, например в схемах пози-
ционирования или импульсного управления. Во всех остальных схе-
мах тиристоры отключаются за время до 0,01 сек после снятия
управляющих сигналов.
Из сравнения вариантов силовой части ТК видно, что схемы
второй группы, с коммутацией нулевой точки обмоток двигателя,
требуют, как правило, меньшего числа тиристоров, чем схемы первой
группы.
В схеме на рис. 48,а (исполнение с заземленной нейтралью)
к тиристорам в прямом и обратном направлениях прикладывается
фазное .напряжение. Во всех остальных схемах рабочее напряжение
тиристоров равно линейному или близко к нему. В схеме на
рис. 48,а с нулевым проводом при изменении угла открывания гар-
монический состав тока будет содержать все нечетные гармоники.
В схемах без нулевого провода грамоники, кратные трем, отсут-
ствуют.
Требуемый диапазон изменения угла открывания для управле-
ния величиной напряжения на нагрузке от 0 до UH составляет
150 эл. град в схеме на рис. 48,а без нулевого провода (Л. 9],
180 эл. град в схемах на рис. 48,а с нулевым проводом и на рис. 48,г
и 210 эл. град для схем на рис. 48,6, д, з [Я. 7].
Схемы на рис. 48,а с нулевым проводом и на рис. 48,г дают
возможность изменять отдельно ток каждой фазы статорной обмот-
ки, что может быть использовано для получения специальных искус-
ственных характеристик двигателя.
Широкие возможности для объединения радиаторов с целью
уменьшения объема установки и упрощения схемы управления пред-
ставляют ТЭ, включенные в рассечку нулевой точки статорных обмо-
ток. Так, для схемы на рис. 48,з может быть использован один
общий радиатор для всех шести вентилей, потому что, например,
тиристоры серии ПТЛ выпускаются с анодом на основании, а дио-
ды ПВК и ВКД — с катодом на основании. В настоящее время
заводы-изготовители могут поставить по заказу вентили с анодом
или катодом на основании. Применение одного радиатора для схе-
мы на рис. 48,е возможно с объединением анодов обоих симисторов.
В режиме синхронного переключения углы проводимости тири-
сторов в приведенных схемах различны. Так, углом А, равным я,
характеризуются схемы на рис. 48,а, б, г, з; в схеме на рис. 48,d
4
угол проводимости равен гс, а в схемах на рис. 48,в, е, ж, — 2jt.
Из-за большего использования тиристоров в последних схемах мощ-
ность управляемого при их помощи двигателя следует снижать.
95

Мощность двигателя, Которым Может управлять ТК по схеме на
рис. 48,д, по сравнению с ТК, состоящим из одинаковых тиристоров,
соединенных по схеме на рис. 48,а, составляет примерно 70—55%,
а при управлении по схеме на рис. 48,ж—около 40—25%.
Из рассмотренных схем силовой части ТК наиболее целесообраз-
ными для применения в случае простой коммутации двигателя
(гфямой пуск и отключение) являются симисторные схемы
(рис. 48,е), схемы треугольного коммутатора (рис. 48,д) и тири-
Рис. 49. Реверсивный ТК с уменьшенным
числом коммутирующих тиристоров.
сторно-диодные схемы (рис. 48,6 и з). ^ля^регулирования скорости
двигателя изменением угла открывания в замкнутых системах ра-
ционально использование" схем на рис. 48,а, б, д. При импульсном
способе управления рядом преимуществ обладает мостовая схема
(рис. 48,ж).
В реверсивных ТК используются встречно-параллельные ТЭ или
симисторы для изменения порядка чередования фаз. При этом ввиду
большого количества ТЭ следует стремиться к применению сими-
сторов.
Для маломощных приводов возможны специфические решения
реверсивных схем требующие меньшего количества ТЭ при приме-
нении вспомогательных трансформаторов. Один из таких вариантов
с двумя трехфазными трансформаторами, напряжения вторичных
обмоток которых имеют противоположное направление чередования
фаз, приведен на рис. 49 [Л. 32]. Если открыт тиристор ТВ, а ТН
закрыт, то на вторичных обмотках трансформатора Tpi существует
напряжение, определяющее вращение двигателя в прямом направле-
нии. При этом второй трансформатор работает на холостом ходу,
так как его вторичная обмотка разомкнута. При переключении ти-
ристоров двигатель получает питание от трансформатора Тр%, что
обеспечивает его вращение в обратную сторону. Кроме уменьшения
количества коммутирующих тиристоров, может быть несколько по-
вышено быстродействие схемы за счет возможности одновременного
96

отключения обмоток питающего трансформатора. В схеме Может
быть применен и одни трансформатор с двумя вторичными обмот-
ками.
При построении реверсивных схем ТК (§ 7) нельзя получить
такое разнообразие схемных решений, как в нереверсивных ТК или
в ТК с торможением.
На рис. 50 приводятся полные схемы силовой части рациональ-
ных схем ТК с торможением (в дальнейшем называемых ТКТ), от-
бор которых произведен на основании анализа тормозных режимов,
характеристик и результатов моделирования. Эти схемы ТКТ отли-
чаются от схем на рис. 16 и 18 тем, что содержат как тиристоры,
предназначенные для пуска двигателя (пусковые), так и тиристоры,
обеспечивающие тормозной режим (тормозные). Тормозные тиристо-
ры в схемах на рис. 50 не зачернены.
При сравнении схем ТКТ дополнительными критериями являют-
ся эффективность торможения (путь и время) при одинаковых теп-
ловых потерях в машине и возможность выполнения тормозных
узлов в виде отдельных блоков.
Наибольшая постоянная составляющая тормозного тока имеет
место, при прочих равных условиях, в мостовых схемах, выпрям-
ляющих оба полупериода напряжения питающей сети. Такая схема
ТКТ изображена на рис. 50,а и требует установки двух дополни-
тельных тиристоров. При получении команды на торможение пуско-
вые тиристоры отключаются, а тиристоры, контролирующие тормоз-
ной ток, открываются с углом а, заданным в соответствии с требуе-
мой интенсивностью торможения. Средняя фаза двигателя обесточи-
вается, а соединенные встречно обмотки первой и третьей фаз вклю-
чаются в диагональ двухфазного выпрямительного моста.
В соответствии с выводами в § 6 для повышения эффективно-
сти торможения при однополупериодном питании обмоток двигателя
в ТКТ применяют короткозамыкающие тиристоры (рис. 50,6), шун-
тирование обмотки с током в непроводящий период питающего на-
пряжения (рис. 50,0, г, д, ж), и эффект противовключения (рис. 50,е)
Двигательный режим в схемах ТКТ на рис. 50, б, в, г, е
осуществляется открыванием тиристоров 7\—74. В схеме на рис. 50,6
при получении команды на торможение прекращается подача управ-
ляющего сигнала на тиристоры Г2 и Г4, а на тиристоры 7\ и Г3 по-
ступает открывающий импульс с углом а, обеспечивающим требуе-
мый ток торможения. Короткозамыкающие тиристоры Г5 и Та
открываются и переводятся в режим синхронного переключения.
Помимо тормозного эффекта от короткого замыкания, эти тиристоры
обеспечивают питание обмоток двигателя выпрямленным током от
двух фаз сети Л и С. В ТКТ на схеме рис. 50,6 напряжение этих же
фаз сети прикладывается к двум последовательно соединенным
обмоткам двигателя; тиристоры 72—Г4 при торможении закрыты.
Увеличение эффективности торможения происходит при подключении
демпфирующего тиристора Г6.
Та же интенсивность остановки двигателя в режиме динамиче-
ского торможения достигается в следующих двух схемах ТКТ при
меньшем числе тиристоров. Схема управления на рис. 50,г должна
обеспечивать открывание тиристора Fi с углом а и Т5 синхронно
с анодным напряжением для контроля величины тормозного тока
и его демпфирования.
Всего четыре тиристора нужны в схеме -ТКТ на рис. 50,д для
создания двигательного режима (открыты Ti*~Ts) и тормозного (Гз
7--2478 97

открыт с углом а, а Г4 переведен в режим синхронного переклю-
чения) .
Как указывалось в гл. 2, небольшой путь при торможении при-
водов даже со значительными моментами инерции может быть по-
лучен при торможении однонолупериодным током с обратным по-
рядком чередования фаз основной гармоники. Осуществляющий этот
принцип ТКТ изображен на рис. 50,е. Тиристоры Г5 и Т6 открывают-
ся в тормозном режиме с углами а.
Для получения симметричного динамического торможения, ха-
рактеризующегося меньшими вибрациями и меньшими значениями
тормозного момента, обмотки двигателя соединяются последователь-
но и шунтируются диодом для увеличения постоянной составляющей
тока. В схеме ТКТ по рис. 50,ж соединение обмоток в открытый
треугольник достигается при закрывании тиристоров Ti—Г5, ток вы-
прямляется тиристором Г6 и шунтируется диодом В.
Как и в реверсивных схемах, во всех ТКТ сигнал на открыва-
ние тормозных тиристоров должен подаваться с выдержкой времени
не менее 0,01 сек для исключения междуфазных коротких замы-
каний.
Каждая из схем торможения имеет свою область применения
(гл. 2). Тем не менее, можно рекомендовать применение схем ТКТ
на рис. 50,6, г, д для большинства приводов общепромышленных
механизмов.
16. ОСНОВНЫЕ ПРИНЦИПЫ ПОСТРОЕНИЯ СХЕМ
УПРАВЛЕНИЯ
Схема управления тиристорами (СУТ) ,Д9Джна_6о^^^
отпирающие сигналы в соответствии с заданным углом открывания,
знаком анодного напряжения и режимом работы асинхронного дви-
гателя. Сигнал управления должен иметь форму однополярных
импульсов, передний фронт которых соответствует желаемому углу
открывания, амплитуду, достаточную для открывания всех тиристо-
ров данной серии, и частоту следования, равную частоте сети. При
управлении встречно-параллельных ТЭ узкими импульсами при
а>аКр частота их должна удваиваться^ Если тиристор включен
в диагональ трехфазного диодного моста, частота управляющих
импульсов должна утраиваться. Это объясняется тем, что при рабо-
те в сверхграничиом режиме тиристор в течение одного полупёриода
пропускает два импульса тока (осциллограмма на рис. 4,6). Управ-
ление узкими импульсами, поступающими с углом а относительно
Фазного напряжения, не обеспечит открывание тиристора во 2-й раз
за полупериод. Поэтому для открывания ТЭ во всем диапазоне
изменения а в этом случае требуется два узких управляющих
импульса в течение одного полупериода, сдвинутых на 60 эл. град,
либо один широкий импульс^ В схеме ТК на рис. 48,Ж для работы
в сверхграничном режиме тиристор будет открываться 3 раза в те-
чение одного полупериода. Крутизна импульса управления должна
быть достаточна, чтобы не приводить к разбросу угла переключения
отдельных тиристоров с различными токами спрямления.
Требования"к СУТ V ее ""структура'"во многом определяются по
строением силовой части коммутатора. Начальная фаза управляющих
импульсов уи и диапазон их изменения Ди, дочжны быть согласо-
ваны со схемой ТК. В зависимости от схемы соединения тиристоров

vH изменяется от —-о-до 0, а максимальный полный диапазон
Действительный диапазон, который должен обеспечиваться СУТ,
меньше, так как он сужается за счет влияния индуктивности нагруз-
ки и ограничивается желаемым диапазоном изменения напряжения
на двигателе и степенью уменьшения пусковых токов.
Тиристорный коммутатор должен обеспечивать получение сину-
соидального трехфазного симметричного напряжения на двигателе
для нормальной его работы, прерывистого симметричного напряже-
ния, состоящего из отрезков синусоид, для изменения скорости и
тока асинхронного двигателя в переходном режиме и несимметрич-
ного переменного напряжения с постоянной составляющей для обес-
печения торможения и получения ползучей скорости. В связи с этим
схема формирования и сдвига импульсов должна обеспечивать по-
дачу на ТЭ как симметричных, так и несимметричных импульсов
с различными углами открывания в положительном и отрицательном
полупериодах для получения постоянной составляющей тока.
Максимальная ширина импульса ограничивается допустимой
мощностью потерь в цепи управляющего электрода и увеличением
обратного тока через вентиль при положительном управляющем
импульсе и отрицательном анодном напряжении. Минимальная ши-
рина импульса для одного тиристора обусловливается временами
включения вентиля, нарастанием анодного тока до величины удер-
живающего тока и надежностью управления тиристором при работе
с углами отпирания, близкими к критическому. Поско^[ил]^д^щ^ель_
является активно-индуктивной нагрузкой, то ширина"импульса додж-
на быть не менее 200—300 мксек. Использование узких открывающих
импульсов для тиристоров, коммутирующих нагрузки с изменяю-
щимся фазовым углом ср, определяющим аКр, приводит к необходи-
мости изменения фазы самих сигналов. При напряженном тепловом
режиме тиристоров находят применение схемы управления, в кото-
рых узкие открывающие импульсы следят за фазой тока через вен-
тильную группу. Напряжение, фаза которого соответствует фазе
тока, можно получить при помощи, например, трансформаторной
схемы.
В большинстве случаев для управления тиристорными коммута-
торами применяются СУТ, в которых фаза открывающих импульсов
не зависит от фазы тока двигателя. Длительность сигнала управле-
ния должна быть при этом больше диапазона 'возможного изменения
угла ср. Для управления асинхронными двигателями можно рекомен-
довать управляющий импульс шириной 60—80 эл. град.
Амплитуда управляющих импульсов должна быть не ниже ма-
ксимального тока спрямления для данного типа тиристоров и не
превышать допустимой величины. В табл. 4 приведены токи и на-
пряжения управления спрямления и максимально допустимые пара-
метры цепи управления для отечественных тиристоров; таблица со-
ставлена на основании информации заводов-изготовителей [Л. 1, 5,
В схемах с большой скоростью нарастания анодного тока для
ускорения процесса переключения тиристора рекомендуется ампли-
туду тока управления выбирать в 2—4 раза больше тока спрямле-
ния. При этом тиристор в шервый момент переключения более рав-
может быть равен
_5
6
26 и 27].
100

Таблица 4
Параметры цепи управления,
гарантируемые заводом-
изготовителем
Максимально допустимые
параметры цепи
управления
Тип тиристора
Ток спрям-
ления, ма,
не более
Напряжение
спрямления,
в, не более
Ток, ма
Средняя
мощность, вт
ВКДУ
ВКДУС
УПВК, УПВКЛ,
птл
пт
ВКУ, ВКУМ
УД, КУ-200
Д-235, Д-238
300
420
200
200
100
100
150
5
6
8
6
7
2 000
2 000
200
350
2
4
2,5
но мер но загружается током по всей площади кремниевой пластины.
Во всех остальных случаях следует ориентироваться на максималь-
ную величину тока спрямления для тиристоров данной серии, так
как ТК должен допускать замену любого силового элемента схемы
без специального подбора характеристик.
В СУТ с фазовым управлением входное устройство синхронизи-
рует открывающие импульсы с питающей сетью и задает начальный
сдвиг этих импульсов в соответствии со схемой силовой части ТК
и начальным фазовым углом. Входное устройство обычно состоит
из трехфазного трансформатора (или трех однофазных трансформа-
торов), обмотки которого соединены в звезду, что позволяет просто
получить требуемую начальную фазировку и гальванически разде-
лить питающую сеть и це!пи управления.
В качестве узлов изменения фазы сигнала и формирования отпи-
рающих импульсов для встречно-параллельных ТЭ рационально при-
менять симметричные триггеры, управляемые напряжением диаго-
нали фазосдвигающего моста. Изменяемым параметром такого моста
могут служить реостаты, конденсаторы переменной емкости, дрос-
сели с неременным воздушным зазором или подмагничиванием, по-
лупроводниковые триоды.
Формирователи открывающих импульсов выполняются на тран-
зисторных схемах с одним или двумя устойчивыми состояниями
(симметричные триггеры, заторможенные блокинг-генераторы или
мультивибраторы, триггеры с эмиттерной связью) и формируют
импульсы с крутым рабочим фронтом и частотой следования, опре-
деляемой входным сигналом. Симметричный триггер с коллекторно-
базовыми связями может формировать две серии прямоугольных
импульсов с интервалом между ними в полпериода частоты синхро-
низации. Именно такая последовательность сигналов должна пода-
ваться на управляющие электроды тиристоров при встречно-парал-
лельном соединении. Нарушая симметрию триггера, можно просто
осуществить несимметричное управление ТЭ. При использовании для
управления встречно-параллельными ТЭ других формирователей, на-
101

пример блокинг-генераторов, триггеров Шмидта и т. п., требуется
для создания несимметричного режима отдельная схема сдвига и
управления сигналами для каждого из тиристоров.
Выходное устройство СУТ, предназначенное для согласования
сформированного импульса с параметрами цепи управляющего элек-
трода и для гальванического разделения цепей, чаще всего представ-
ляет собой усилитель с трансформаторным выходом. Усилитель обыч-
но выполняется на мощном транзисторе, переводимом сформирован-
ными импульсами в ключевой режим. При достаточно мощном
импульсе, полученном от формирователя, можно отказаться от око-
нечного усилителя, включив выходной трансформатор в коллектор-
ные цепи триггера.
Рис. 51. Схемы для формирования открывающего импульса с исполь-
зованием анодного напряжения.
Если ТК предназначается для простого ^включения и отключения
двигателя, а также для электрического торможения без изменения
угла открывания тиристоров, то рационально применение достаточно
простых и надежных схем управления, основанных на использовании
анодного напряжения для формирования отпирающих импульсов.
Принцип такого управления трехфазным тиристорным коммутатором
можно показать на примере однофазного ТЭ.
-"Если управляющие электроды тиристоров встречно-параллельно-
го ТЭ соединить между собой через некоторое сопротивление [Л. 37],
го ввиду незначительных диодных свойств управляющего р-/г-пере-
хода под действием приложенного напряжения возникнет ток управ-
ления. ;Если, например, в рассматриваемый момент времени поло-
жительным является зажим Л, то в схеме на рис. 51,а образуется
следующая цепь: зажим Л, управляющий переход Т\ в обратном
направлении, замкнутый контакт /С, Rp, управляющий переход ти-
ристора Т2, сопротивление нагрузки, зажим В сети. Таким образом,
для тиристора Г2, анодное напряжение которого положительно",*" ток-
общей управляющей цепи является также положительным, в резуль-
тате чего тиристор переключится в проводящее состояние, как толь-
ко этот ток достигнет значения тока управления включения /у.в-
Переключение Т2 в состояние высокой проводимости зашунтирует
цепь управления, и ток в ней резко уменьшается до величины, опре-
деляемой значением прямого падения напряжения на открытом ти-
102

рйсторе. Сформированные таким путем импульсы управления по
амплитуде соответствуют токам спрямления (для данного напря-
жения) и следуют с переменной полярностью друг за другом через
интервал, равный л;. Так как в управляющем переходе тиристора
ток возникает каждый раз только после перехода тока нагрузки
через нуль, то при всяком изменении фазы тока нагрузки будет
автоматически изменяться и фаза открывающих импульсов, как это
видно из рис. 51,6.
Угол запаздывания включения тиристоров зависит от величины
сопротивления Rv и сопротивления нагрузки, а также от величины
тока спрямления данного тиристора и определяется по формуле
Л* = агс81"<тЙг^ (85>
где гу — полное сопротивление цепи управления, включая регулиро-
вочное Rv, сопротивление управляющих переходов и активное со-
противление нагрузки; сру — фазовый угол цепи управления.
При увеличении сопротивления R$ токи управления достигают
значения /у.в позже, в силу чего угол открывания тиристоров уве-
личивается. Такой способ управления принципиально может быть
использован для изменения эффективного значения напряжения на
двигателе. Но ввиду большого разброса параметров тиристоров
(в частности, тока спрямления) углы открывания каждого из них
также будут различны, что вносит несимметрию в работу ТЭ. При
применении специальных мер по выравниванию зависимостей
а=/(^р) Для каждого из вентилей, например, шунтированием управ-
ляющих переходов сопротивлениями или емкостями диапазон воз-
можного изменения угла может составить:
Ди=-^-—<?. (86)
При работе ТЭ только в режиме простого коммутатора разброс
параметров тиристоров практически не имеет значения ввиду мало-
сти самих углов открывания. Для тока управления можно создать
цепь через шунтирующий диод, минуя управляющий электрод закры-
того тиристора, как это показано на рис. 51,в, где приведена извест-
ная схема однофазного контактора переменного тока [Л. 36].
Использование этого принципа для трехфазного ТК, состоящего
из трех ТЭ, включенных между сетью и нагрузкой, требует приме-
нения трех управляющих контактов. Если один из тиристоров
в каждом ТЭ заменить диодом, то управляющие электроды возмож-
но соединить при помощи одного контакта, используя трехфазный
выпрямительный мост. Однако в этом случае ток управления не
будет иметь форму узких импульсов, что вызывает дополнительные
тепловые потери и нагрев тиристора.
При включении силовых ТЭ в^фассечку нулевой точки статорных
обмоток двигателя конструирование схем управления упрощается и
появляется возможность осуществить управление трехфазным ТК
узкими импульсами, используя всего один командный контакт. Такие
схемы рассмотрены ниже при описании тиристорных коммутаторов.
Разработка и расчет таких упрощенных схем управления должны
производиться для конкретного коммутатора, так как в зависимости
103

от способа включения тиристоров изменяются условия формирова-
ния открывающих импульсов.
Управление ТК может также осуществляться от высокочастот-
ного генератора для питания управляющих переходов тиристороз
импульсами тока с частотой, в 20—30 раз превышающей частоту
сети. Величины частоты, амплитуды и скважности импульсов выби-
раются из условий допустимого искажения кривой тока в нагрузке
и минимальных потерь в управляющем переходе при надежном отпи-
рании всех тиристоров.
Величину необходимой частоты генерации /г можно определить
по формуле
fr = Аи-Ии1,8.10-4 ' (87>
где Яи — длительность импульса прямоугольной формы, сек, 6И —-
допустимый угол запаздывания открывания тиристора, эл. град.
Структура и параметры схем управления ТК с использованием
генераторов импульсов не зависят от схемы силовой части коммута-
тора и допускают управление любым ТЭ.
17. ТИРИСТОРНЫЕ КОММУТАТОРЫ ДЛЯ УПРАВЛЕНИЯ
ПУСКОМ
Для управления тиристорами встречно-параллельных ТЭ рацио-
нально применение симметричного триггера. При этом, как показано
на рис. 52, триггер и ТЭ представляют собой независимый однофаз-
ный блок коммутатора [Л. 14]. Тиристорнып коммутатор для управ-
ления пуском асинхронных короткозамкнутых двигателей состоит
из трех таких блоков и блока питания. Синхронизированное с сетью
напряжение запуска триггера подается с выхода фазовращающего
моста, образованного емкостью Ср и транзистором ПТз. В коллек-
торные цепи транзисторов #7\ и /7Г2 последовательно с ограничиваю-
щими сопротивлениями RK включены первичные обмотки дифферен-.
цирующего трансформатора 7pi, преобразующего прямоугольные
импульсы шириной 180 эл. град в разнополярные импульсы с крутым
передним фронтом.
Требуемый угол открывания устанавливается при помощи управ-
ляющего напряжения иу, изменяющего выходное сопротивление
транзистора ЯГ3, включенного в диагональ выпрямительного моста.
Для получения несимметричных режимов работы встречно-парал-
лельного ТЭ служит потенциометр Rq, который изменяет условия
переключения триодов триггера.
Изменение угла открывания во время разгона двигателя обеспе-
чивается узлом динамического регулятора, состоящим из сопротив-
ления R,t, диодов Д3 и Да и конденсаторов Сд1 и Сд2. Нелинейные
дифференцирующие цепочки Сд4—R5—Д3 и Сд2—Rq—Д4 осуществ-
ляют постепенное уменьшение угла открывания от некоторого на-
чального а(0) до критического аКр для получения плавного пуска
электродвигателя постепенным увеличением напряжения. В первый
момент пуска Сд1 и Сд2 увеличивают общую емкость реактивного
плеча фазосдвигающего моста, чем увеличивают угол проводимости
тиристоров, а следовательно, снижают напряжение на двигателе. Во
время положительной части периода Сд заряжается, а в отрицатель-
ной— разряжаются на сопротивления R$ или RQ; после полного за-
104

ряда конденсаторов Сд последние не оказывают влияния на величи-
ну сдвига управляющего импульса, определяющегося теперь задан-
ным углом статического регулятора фазы. Разрядное сопротивление
обеспечивает подготовку «динамической емкости» (конденсатор —
диод) для следующего пуска. Соотношение Сд/R определяет время
заряда этой емкости, а следовательно, темп пуска.
0и9
Рис. 52. Тригтерна я схема управления
встречно-параллельным тиристорным
элементом.
Начальная фазировка управляющего импульса осуществляется
соответствующим подключением первичной обмотки трансформатора
фазорегулятора Тр2 к сети или к трехфазному трансформатору. Дио-
ды Д± и Дг исключают попадание отрицательного выходного им-
пульса на управляющие электроды, а конденсаторы Cs и С4 предот-
вращают ложное включение тиристоров от наводок в проводах схе-
мы. Резисторы Ri и R2 служат для выбора при наладке режима
управляющего электрода. Конденсаторы С\ и С2 улучшают форму
импульса, дифференцируя коллекторный ток транзисторов.
Пуск двигателя осуществляется замыканием контакта К. При
этом подается напряжение на трансформатор фазовращателя и на
триггер поступает запускающий сигнал с частотой 50 гц.
105

Если начальная фазировка составляет 30—45 эл. град, то запи-
рание транзистора ПТ3 увеличивает угол открывания до 180 эл. град,
что приводит к отключению двигателя. Последующий плавный пуск
может быть осуществлен постепенным увеличением UY. Изменение
Uy по экспоненциальному закону легко осуществимо при разряде
предварительно заряженного конденсатора. В этом случае представ-
ленный на рис. 52 динамический регулятор фазы заменяется схемой
управляемого смещения транзистора ПТ3.
Осциллограмма плавного пуска асинхронного двигателя от ТК
(рис. 52) приведена в гл. 2 (рис. 14).
В случае применения обратной связи ее следует вводить после-
довательно с синхронизирующим сигналом (цепь выхода фазосдви-
гающего моста) с учетом требуемой полярности импульса.
В ряде случаев, когда необходимо бесконтактное включение и
отключение двигателя без изменения величины напряжения, целесо-
образно применение упрощенных схем, использующих для формиро-
вания открывающих импульсов диодные управляющие структуры. На
рис. 53,а приведена схема тиристорного коммутатора, силовая часть
которого состоит из трех тиристорно-диодных элементов, включен-
ных между сетью и обмотками двигателя. Схема управления пред-
ставляет собой трехфазный мост, в плечи которого включены управ-
ляющие переходы тиристоров. При замыкании командного контак-
та К через управляющий электрод будет протекать ток под дейст-
вием напряжения сети; величина тока управления ограничивается
сопротивлением RY и может быть определена в диапазоне
где £/л.м — амплитуда линейного напряжения.
Форма тока управления близка к прямоугольной, передний
фронт управляющего импульса отстает от анодного напряжения
данной фазы на угол я/6, что обусловливает применимость схемы
для синхронного переключения нагрузок с ср^ЗО эл. град.
На рис. 53 показаны осциллограммы тока управления и анод-
ного тока одного из тиристоров для случаев работы коммутатора
на активную нагрузку (б) и асинхронный двигатель (в).
Приведенная схема ТК не обеспечивает нулевой защиты и пред-
полагает постоянно действующий командный сигнал, например по-
стоянно замкнутый контакт переключателя. Применение вспомога-
тельного тиристора, коммутируемого кнопочной станцией, позволяет
ввести необходимые защиты и 'блокировки и управлять включением
и отключением двигателя при помощи коротких команд. С этой
целью в диагональ управляющей диодной структуры вместо контак-
та К включается маломощный вспомогательный тиристор ВТ, как
показано на рис. 53,а пунктиром [Л. 22]. Кратковременный нажим
на пусковую кнопку П приводит к переключению ВТ в проводящее
состояние под действием выпрямленного диодами д4—Дв напряже-
ния. В дальнейшем ВТ будет поддерживаться открытым своим анод-
ным током. Отключение двигателя происходит при нажиме на кноп-
ку С либо при срабатывании защит или блокировок, включаемых
последовательно с этой кнопкой.
тс приблизительно по соотношению
0,7ЦЯ,
(88)
106

При включении тиристорно-диодных элементов в рассечку нуле-
вой точки статорных обмоток двигателя можно сформировать управ-
ляющие импульсы из анодного напряжения по схеме на рис. 54,а.
Для этого аноды всех тиристоров ТДЭ соединяются меж|.у
собой и полученная нулевая точка через разделительные
диоды Д4—Д6 подключается к управляющим электродам [Л. 20]
Ввиду того что открывающий импульс всегда возникает
в момент, соответствующий появлению на аноде каждого тиристора
положительного потенциала, изменение фазового угла нагрузки вы-
зывает изменение фазы управляющего импульса. Открывающие
импульсы узкие, так как управляющая цепь каждого из тиристоров
шунтируется при переключении тиристоров в проводящее состояние.
Ширина импульсов определяется временем, необходимым для воз-
растания тока в цепи управляющих электродов до величины тока
включения. Длительность импульса управления (и равная ей пауза
в токе силовой цепи) может быть определена из (85). Амплитуда"
107

импульса автоматически ограничивается минимальным значением
тока управления, необходимым для отпирания данного тиристора,
что определяет весьма малые потери в цепи управления.
Для управления коммутатором коротким командным сигналом
и введения защит в такой схеме также возможно использование
вспомогательного тиристора ВТ, который после нажима на кнопку /V
остается включенным с помощью удерживающей цепочки К—Л?—До-
а)
Рис. 54. Тиристорный коммута-
тор, управляемый диодной
структурой (а), и форма то-
ков (б) управления и двига-
теля.
S)
При нажиме на кнопку С разрывается анодная цепь ВТ и его цепь
удержания, что обусловливает отключение коммутатора и v двига-
теля.
При замыкании нулевой точки фазных обмоток двигателя при
помощи треугольного коммутатора также возможно построение про-
стых схем управления на диодных структурах. Один из вариантов
такого ТК показан на рис. 55,а. Открывание тиристоров осуществ-
ляется при соединении управляющих электродов с анодами тири-
сторов через разделительные Д4—Дб и выпрямительные диоды Дх—Д3.
Когда два из трех тиристоров открыты, вершины образованного ими
треугольника эквипотенциальны и напряжение на управляющих элек-
тродах равно нулю. Импульсы управления появляются в интервале,
108

когда один из тиристоров закрывается при переходе его анодного
тока через нуль, а сопряженный с ним тиристор еще не открылся.
Под действием нарастающего положительного анодного напряжения
на закрытом тиристоре в цепи его управляющего электрода появится
ток, который, достигнув значения тока включения iy.B, откроет вен-
тиль. Переключение тиристора в состояние высокой проводимости
шунтирует цепь управления. На рис. 55,6 приведена осциллограмма
тока управления и анодного тока одного из тиристоров треуголь-
ного коммутатора, управляемого по схеме рис. 55,а в режиме син-
Ь)
хронного переключения. Для обеспечения такого режима сопротив-
ление резистора RY в схемах рис. 54 и 55 должно быть 200—400 ом
для тиристоров типов ПТЛ-50 и 'ВКДУ-50.
Применение симисторов упрощает силовую часть ТК- В основу
разработанных схем коммутаторов на симисторах также положен
принцип использования напряжения на самом вентиле для формиро-
вания открывающих импульсов. Поскольку для отпирания симисто-
ров в обоих направлениях необходимо подавать на управляющий
электрод всегда положительный импульс, то снимаемое с вентиля
переменное напряжение выпрямляется и трансформируется для со-
гласования с требуемой величиной тока управления.
На рис. 56,а и б показаны варианты осуществления этого прин-
ципа управления для однофазной цепи. Здесь напряжение на закры-
том симисторе прикладывается к первичной обмотке трансформатора
при замыкании командного контакта К. Когда ток вторичной обмот-
ки достигнет значения тока управления включения /у.в, симистор,
переключившись в состояние высокой проводимости, зашунтирует
109

трансформатор. Таким образом будет сформирован импульс управле-
ния, амплитуда которого не превысит величины тока включения си-
мистора. Ширина импульса Яи зависит от времени нарастания тока
управления до величины iy.B и определяется по выражению (85)
с учетом коэффициента трансформации &Тр. Практически, для ти-
ристоров типа ВКДУС при &Тр=4 и напряжении сети 380 в ши-
Рис. 56. Упрощенные схемы управления симисторами в одно-
фазных (а и б) и трехфазных (в) цепях и осциллограмма пу-
ска двигателя А02-22 4 симисторным коммутатором (г).
/д —- ток двигателя; /у — ток управления.
рина импульса (а следовательно, и паузы в протекании тока в цепи,
когда симистор еще закрыт) составляет несколько электрических
градусов.
В трехфазных коммутаторах для пуска двигателя изложенный
принцип может быть использован при включении симисторов в рас-
сечку нулевой точки статорных обмоток, как показано на рис. 56,в.
Если замкнуть точки 1 и 2 цепи управления, т. е. непосредственно
подключить выпрямительный мост В на управляющие переходы си-
мисторов, то получится простейшая схема тиристорного трехфазного
ПО

коммутатора, управляемого при помощи одного контакта в цепи любой
из обмоток трансформатора [Л. 23]. В этом случае к первичной
обмотке трансформатора прикладывается первоначально линейное
напряжение. Выпрямленный ток вторичной обмотки поступает к па-
раллельно соединенным управляющим электродам симисторов. Как
только этот ток достигнет величины /у.в, симисторы переключаются
в состояние высокой проводимости и шунтируют управляющий
трансформатор. В дальнейшем первичная обмотка трансформатора
Тр оказывается под напряжением в тот момент, когда запирается
один из симисторов при переходе через нуль его анодного тока. Это
приводит к возникновению отпирающего импульса и последующему
включению закрывшегося симистора. При таком способе управления
всякое изменение cos ср двигателя вызывает соответствующее изме-
нение фазы отпирающего импульса.
Осциллограмма пуска двигателя А02-22-4 при управлении сими-
сторным коммутатором по схеме рис. 56,в приведена на рис. 56,г, где
видны синусоидальная форма тока двигателя и узкие управляющие
импульсы. Для осуществления полностью бесконтактной схемы ти-
ристорного коммутатора первичная обмотка трансформатора под-
ключается непосредственно к симисторам, а пониженное напряжение
вторичной обмотки подается на управляющие электроды через бес-
контактный ключ, например транзистор, магнитный элемент, или,
как показано на рис. 56,в, через стандартный бесконтактный выклю-
чатель типа БВК-24, питание которого осуществляется выпрямите-
лем В. Бесконтактный путевой выключатель БВК-24 при введении
алюминиевого лепестка (экрана) в зазор магнитной системы пере-
ключается и замыкает цепь управления симисторами.
При таком бесконтактном управлении, когда коммутация осу-
ществляется во вторичной цепи трансформатора, напряжение на
командном элементе может достичь больших величин. Это объяс-
няется тем, что при закрытых тиристорах, когда двигатель обесто-
чен, к трансформатору прикладывается линейное напряжение сети
и при £Тр = 3^5 амплитуда напряжения на командном триоде БВК
или другой транзисторной схемы может составить 100—180 в. Для
ограничения этого напряжения до величины, допустимой для тран-
зисторных ключей, необходимо уменьшить вторичное напряжение
трансформатора. Для этого приходится подбирать симисторы с ма-
лыми токами /у.в и брать трансформатор большего габарита, чтобы
одновременно с уменьшением вторичного напряжения не изменять
мощность импульса. Для создания узкого открывающего импульса,4
формируемого начальной частью синусоидального напряжения на
аноде симисторов, мощность трансформатора должна быть около-
100—150 вт. Однако вся эта мощность не используется, так как
трансформатор работает в режиме холостого хода. Кроме того, пер-
вичная обмотка трансформатора должна быть рассчитана на линей-;
иое напряжение сети, что обусловливает большой габарит трансфор-
матора даже при коммутации вторичной цепи контактом. При вклю-
чении командного контакта в первичную обмотку мощность транс-
форматора может быть значительно снижена, а коэффициент транс-
формации выбран &тр=1.
Если наличие контакта в цепях управления недопустимо или
значительные габариты схемы управления и гальваническая связь
силовой части с входным, командным сигналом являются нежела-
тельными, то можно рекомендовать схему бесконтактного симистор-
ного малогабаритного коммутатора, приведенную на рис. 57. Напря-
Ш

жение трансформатора Тр2 управляет коммутирующим составным
транзистором на триодах Л7\ и ЯГ2, что позволяет в 20—50 раз
уменьшить требуемую мощность. Открывание командного транзисто-
ра ПТ3 управляющим сигналом UY приводит к 'переключению состав-
ного транзистора импульсами от трансформатора Тр2 к разряду на-
копительного конденсатора Ci ч-ia управляющие электроды симисто-
Рис. 57. Симисторный коммутатор кладывается к резистору /?4 и
с зависимой схемой управления и конденсатору С2. За счет вве-
промежуточным усилением сиг- дения Усиления и открывания
на рис. 57 несколько меньше, чем в предыдущей схеме. Трансфор-
матор Тр3 служит для гальванического разделения силовой цепи
и цепи входного сигнала.
Описанный принцип управления симисторами, а именно: форми-
рование общего открывающего импульса при разряде конденсатора
через транзистор, управляемый трансформированным анодным на-
пряжением вентилей, может быть применен и для управления тири-
сторами, соединенными по любой схеме.
Для осуществления разгона двигателя с подавлением ударных
переходных моментов ТК для прямого пуска должен быть дополнен
устройством для создания начального магнитного поля в машине
(§ 5). Практически наиболее удобно осуществить это условие под-
ключением двигателя к сети в два этапа. В связи с этим СУТ ком-
мутатора содержит блок начального поля (БНП). Это поле создает-
112
ров. После открывания сими-
сторов они шунтируют первич-
ную цепь трансформатора Тр2
и снимают сигнал с Я7\ и ПТ2
Диод Дз и резистор R2 обеспе-
чивают необходимое смещение
для надежного запирания со-
ставного триода. Таким обра-
зом, управляющие импульсы
в этой схеме узкие, их ширина
определяется временем откры-
вания симисторов, а амплиту-
, да — напряжением на CV На-
копительный конденсатор Ci
в промежутке между импуль-
сами заряжается от выпрями-
теля Bi и вспомогательного
маломощного трансформатора
Тр{. Габариты Тр\ невелики,
что объясняется применением
накопительной емкости. Мощ-
ность трансформатора Тр2 со-
ставляет 3—5 вт, так как от-
крывающие импульсы образу-
ются при разряде конденсато-
ра Сь Напряжение на первич-
ной обмотке Тр2 при закрытых
симисторах мало, потому что
почти все это напряжение при-
пала.
симисторов от постоянного на-
пряжения на емкости ширина
имплуьсов управления в схеме

ся включением двух фаз двигателя в момент достижения макси-
мального значения напряжения между ними, что контролируется
фазоизмерительной схемой (ФИС). Момент подключения третьей
фазы также выбирается ФИС. Блок начального поля может быть
включен в любую схему управления ТК между блоками питания
и узлами формирования открывающих импульсов.
На рис. 58 приведен один из вариантов блока контролируемого
подключения двигателя к сети в два этапа [Л. 11]. Здесь вспомога-
й в с

тельный тиристор ВТи вместе со своей схемой управления образует
блок создания начального поля БНП на первом этапе пуска, а ВТ2
и его цепи управления подключают двигатель к сети на втором эта-
пе. Схемы управления маломощными тиристорами содержат дини-
сторы (переключающие диоды) ДЯ4 и ДЯ2, разделительные диоды
Д\ и Д2, ограничительные (Ri и R2) и защитные (R3 и Ri) сопро-
тивления. Фазоизмерительную схему (ФИС) образуют трехфазный
трансформатор Tpi, служащий для согласования величин напряже-
ний переключения диписторов, и разделительные трансформаторы
Tpi и Тр3. Кнопка Я осуществляет пуск двигателя, а кнопка С —
его остановку. Регулируемые сопротивления Rs и Rq служат для
точной настройки схемы, которая производится по катодному осцил-
лографу. До нажима на кнопку Я тиристор ВТ± закрыт, так как
отсутствуют управляющие импульсы, а тиристор ВТ2 закрыт из-за
отсутствия напряжения на его аноде. Коэффициент трансформа-
ции Тр2 и сопротивление r5 подобраны так, чтобы при нажиме на
кнопку Я динистор переключился в максимуме напряжения, син-
фазного с линейным напряжением иАВ. Сформированный этим
управляющий импульс открывает тиристор ВТ и который подает пи-
тание на схемы управления ТЭ только двух фаз (обмоток) двига-
теля Л и В. Эти обмотки создают пульсирующий магнитный поток,
который через интервал я/2 принимает значение установившегося
магнитного потока при включении. Через интервал л/2 после под-
ключения первых двух фаз двигателя переключится динистор ДЯ2
в максимуме напряжения, синфазного напряжению третьей фазы,
что обеспечивается соответствующим включением первичной обмотки
трансформатора Гр3, его коэффициентом трансформации и потенцио-
метром Rq. Тиристор ВТ2 уже имеет возможность открыться, так
как после переключения BTi его анод стал положительным. При
этом получает питание третья схема управления ТК, которая откры-
вает ТЭ третьей фазы. Работа схемы иллюстрируется осциллограм-
мой на рис. 58,6, где показана последовательность переключения
элементов схемы.
Защиты и блокировки вводятся последовательно с кнопкой С,
которая разрывает анодный ток вспомогательных тиристоров,
для - нового пуска схемы необходимо вновь нажать пусковую
кнопку.
Если напряжение сети подвержено значительным колебаниям,
то для четкой фиксации угла открывания диписторов в макси-
муме соответствующего напряжения возможно питание схемы от
стабилизатора (с учетом вносимого им сдвига фаз) либо примене-
ние схем, основанных на фиксации нулевого значения напряжения.
Для контроля максимумов соответствующих напряжений могут
быть применены пиктрансформаторы. На рис. 59 показана полная
схема ТК, использующая в качестве силовых элементов симисторы,
а в качестве ФИС — быстронасыщающиеся трансформаторы [Л. 21].
Включение симистора СТ\, подключающего две фазы двигателя
в максимуме их линейного напряжения, производится с помощью
вспомогательного маломощного тиристора Т\. При нажиме на кноп-
ку Я тиристор Ti подключает управляющий электрод симистора CTi
к выпрямителю В2 в максимуме линейного напряжения uABl так
как 7Y переходит в проводящее состояние от импульса пиктранс-
форматора Tpi. Через 90 эл. град в максимуме напряжения фазы С
от импульса пиктрансформатора Тр2 включается тиристор Т2 и
третья обмотка двигателя подключается к сети симистором C7Y
П4

Процесс пуска При этом происходит практически с неизменным мо-
ментом, что видно из осциллограммы рис. 15.
Ток, протекающий в цепи управляющих электродов, имеет
импульсный характер, и для удержания тиристоров 7\ и Т2 во вклю-
ченном состоянии служит выпрямитель Bi. Стабилитроны CKi и СКч
Рис. 59. Симисторный коммутатор для
пуска асинхронного двигателя с подав-
лением ударных переходных моментов.
предназначены для более четкого включения тиристоров Г4 и Т2 о\
импульсов пиктрансформаторов в максимуме напряжения. Отключе-
ние двигателя происходит при нажиме на кнопку С.
18. ТИРИСТОРНЫЕ КОММУТАТОРЫ ДЛЯ ТОРМОЖЕНИЯ
Для динамического торможения к ТК, осуществляющему пуск
лвигателя, добавляются силовой тиристорный блок и схема управ-
ления тормозным током.
На рис. 60 приведена схема треугольного ТК с шунтирующим
тиристором, предназначенная для пуска и торможения двигателя,
8* 115

обмотки которого соединены в звезду [Л. 15]. В двигательном ре-
жиме открыты тиристоры 7\—Г3 (пусковые), в тормозном — 7^—Г4
(тормозные). Управление пусковыми тиристорами осуществляется
от мостовой диодной структуры, состоящей из разделительной
Д3_Д5 и выпрямительной Д6—Дв групп диодов, в диагонали кото-
рой включен командный контакт Я и резистор (контакт Я может
быть заменен вспомогательным тиристором, управляемым кнопочной
станцией, аналогично рис. 55).
Для торможения двигателя размыкается контакт Я и замыкает-
ся контакт Т. После этого закрываются пусковые тиристоры и от-
крываются тормозные, так как анодное напряжение прикладывается
к управляющим электродам тиристоров 7\ и Г4 через контакт Г,
конденсатор С, резисторы Ri и R2 и диоды Д4 и Д2. Углы открыва-
ния Ti и Т/к определяются сопротивлением резисторов Ri и R2.
116

После заряда конденсатора С током управления он представляет
собой разрыв цепи управления и тормозные тиристоры автоматиче-
ски закрываются. Резистор /?3 предназначен для разряда С перед
очередным торможением. Время заряда конденсатора токами управ-
ления тормозных тиристоров определяет длительность протекания
тормозного тока в двигателе. Следует отметить, что ток управления
тормозными тиристорами формируется из их анодного напряжения
Рис. 61. Схема пуско-тормозного сими-
сторного коммутатора с бесконтактной
схемой управления.
(аноды Ti и Г4 объединены), и поэтому все сказанное ранее об
автоматическом формировании импульса управления при включении
вентилей, остается справедливым для рассматриваемого случая. На
рис. 60,6 приведена осциллограмма тока в обмотке, зашунтирован-
ной тиристором Г4 при торможении двигателя по описанной схеме.
В начале торможения виден всплеск тока при коротком замыкании
обмотки.
В зависимости от требований механизма режимы работы 7\ и
(последовательность включения и угол проводимости) могут быть
различными. Например, для уменьшения вибраций в конце торможе-
ния Т,к должен закрываться при скорости, примерно равной 0,3/гн;
для малоинерционных приводов, работающих с малым статическим
моментом, ток короткого замыкания одной фазы должен быть ма-
ксимальным. В связи с этим может оказаться целесообразным раз-
дельное управление Ti и 7Y
117

На рис. 61 показана одна из возможных схем полностью бес-
контактного коммутатора для пуска и торможения асинхронного
двигателя, в которой используются как тиристоры, так и симисторы
[Л. 24].
При работе в двигательном режиме включаются симисторы CTt
и СТ2, соединяющие концы статорных обмоток. Открывание сими-
сторов происходит после отпирания транзистора ПТ импульсами
тока вторичной обмотки I трансформатора Тр, первичная обмотка
которого подключена на напряжение на симисторах.
Тормозной режим наступает после снятия управляющего сигна-
ла с транзистора ПТ. При торможении симистор С7\ переводится
в выпрямительный режим и включается тиристор Т\у шунтирующий
одну из обмоток, что приводит к сглаживанию пульсаций выпрям-
ленного симистором СТ\ тока и к увеличению его постоянной со-
ставляющей.
При работе коммутатора в двительном режиме в обмотке //
трансформируются небольшие короткие импульсы напряжения (вви-
ду проводящего состояния СГ4 и СГ2), которые недостаточны для
переключения маломощного вспомогательного тиристора Т2. Если
закрыть триод ЯГ, то симисторы запираются, что вызывает рост
напряжения на первичной обмотке трансформатора до величины ли-
нейного напряжения сети. Возросшее напряжение на вторичной
обмотке II достаточно для включения вспомогательного тиристо-
ра Г2. После его переключения в проводящее состояние получает
питание управляющий электрод симистора С7\ только при одной
полярности его анодного напряжения. Управляющий электрод тор-
мозного тиристора Ti также подключается на анодное напряжение,
при этом тиристор Ti будет пропускать ток под действием э. д. с
фазы двигателя. После заряда конденсатора С2 ток в тиристоре Г2
прекращается и режим торможения заканчивается. Параметры кон-
тура R2—С2 выбираются такими, чтобы время заряда конденсато-
ра С2 было больше или равно 'времени торможения двигателя.
Сопротивление резистора R2 должно обеспечить разряд конденса-
тора С2 до очередного торможения и в то же время ограничивать
ток управления Т\ при включенном тиристоре Г2 до величины, мень-
шей, чем iy.в.
Пуско-тормозные ТК с ТЭ, включенными между двигателем и
питающей сетью, допускают управление двигателями при любом со-
единении обмоток (треугольник или звезда). На рис. 62 приведена
схема коммутатора, силовая часть которого построена в соответст-
вии с рис. 50,г, а схема управления основана на генерации серии
импульсов высокой частоты.
Блокинг-генератор на транзисторе ЯГ4 обеспечивает открывание
тиристоров Ti—Г4 и включение двигателя. Закрывание Я7\ приво-
дит к срыву генерации, импульсы на выходных обмотках трансфор-
матора Tpi прекращаются и двигатель отключается. Если подается
командный сигнал на вход Торможение, то начинается генерация
высокочастотных импульсов транзистором ЯГ2, которые через вы-
ходную обмотку трансформатора Тр2 поступают на управляющий
электрод тиристора Г5. Одновременно сигнал с коллектора ПТ2 по-
дается на базу транзистора ЯГ3, работающего в ключевом режиме.
Управляющее напряжение на ЯГ3 также подается с диагонали фазо-
сдвигающего моста, образованного одной из вторичных обмоток
трансформатора Гр4, резистором Ri0 переменного сопротивления и
конденсатором С4. Таким образом, частота импульсов тока в пер-
118

вичной обмотке трансформатора Трз, управляемого транзистором
/7Г3, зависит от частоты блокинг-генератора, выполненного на тран-
зисторе ЯГ2у а сдвиг серии импульсов определяется фазой сигнала
фазосдвигающего моста. Импульсы с выходной обмотки трансфор-
матора Трзу соединенной параллельно с одной из выходных обмо-
ток -Три поступают на управляющий электрод выпрямляющего тири-
стора Ти который открывается с углом, равным фазе серии импуль-
сов. Изменяя сопротивление /?ю, можно управлять величиной тор-
мозного тока, т. е. устанавливать желаемую интенсивность процесса
f f f
Рис. 62. Пуско-тормозной ТК с управлением от блокинг-генераторов.
торможения. Непрерывные импульсы управления, поступающие на
Г5, переводят его в режим синхронного переключения, что увели-
чивает постоянную составляющую выпрямленного тиристором Т\
тока. В тормозном режиме в схеме используются один блокинг-ге-
нератор и транзисторный ключ с фазосмещением для управления
выпрямляющим и шунтирующим тиристорами.
Для предотвращения короткого замыкания при одновременном
открывании пускового тиристора Т2 и шунтирующего Т5 в схеме
должны быть предусмотрены блокировка, запрещающая их одно-
временную работу, а также выдержка времени (около 0,015 сек)
между снятием сигнала со входа Пуск и подачей командного сиг-
нала на вход Торможение.
Приведенная схема управления применима для любых соедине-
ний тиристоров силовой части пуско-тормозных ТК, показанных ра-
нее на рис. 50.
19. ВЫБОР ТИРИСТОРОВ И ИХ ЗАЩИТА
Выбор тиристоров производится по напряжению, величинам но-
минального тока и падения напряжения от прямого тока (последнее
важно лишь при параллельном соединении тиристоров). Выбор дол-
жен производиться с учетом схемы включения тиристоров и их рабо-
ты в одном или нескольких режимах работы двигателя, номиналь-
ной мощности, фактической загрузки и частоты включений двигате-
119

ля, температуры окружающей
среды и способа охлаждения
тиристоров. Наибольшее на-
пряжение, действующее на ти-
ристор, определяется по рабо-
чему напряжению для конкрет-
ной схемы с учетом возможно-
го превышения AUT при отклю-
чении двигателя согласно
табл. 1 (гл. 1).
Если в цепи управляюще-
го электрода закрытого тири-
стора отсутствует ток управле-
ния утечк!^ схема ТК неревер-
сивная и без торможения, то
практически можно тиристор
подбирать по рабочему напря-
жению. В табл. 5 приведены
рекомендации по выбору клас-
са тиристора в зависимости от
схемы соединения тиристоров,
режима работы коммутатора
и с учетом э. д. с. от неза-
тухшего магнитного потока.
Последнюю рекомендацию сле-
дует рассматривать как первое
приближение, поскольку реаль-
ное значение AUr определяет-
ся, как указано в '§ 3, с учетом
интенсивности замедления и
мощности привода.
Если в схеме существует
ток холостого хода в управля-
ющих электродах закрытых
тиристоров, что имеет место
при управлении от магнитных
элементов (реже в транзистор-
пых схемах), то в зависимости
от отношения величины этого
тока к величине тока управле-
ния спрямления класс тири-
стора должен быть повышен.
В реверсивных схемах при на-
пряжении сети 380 в в этом
случае нужно выбирать тири-
сторы 9-го класса.
Следует обратить внима-
ние еще на одну особенность
выбора тиристоров по напря-
жению — на зависимость пара-
метров du/dt от величины тока
управления спрямления fy.c-
Если требуется установить ти-
ристор с большей допустимой
скоростью нарастания напря-

ження, то следует стремиться выбрать тиристор с большими тока-
ми /у.с, как бы уменьшая этим суммарный коэффициент усиления
и снижая вероятность включения тиристора от небольшого тока,
вызванного межэлектродными емкостями.
Допустимый ток тиристора /т.д в конкретных условиях эксплуа-
тации можно определить по его номинальному току, приводимому
в .паспорте, по выражению
/т.д = &о&р&т&з&сх/т.н, (89)
где коэффициент k0 учитывает наличие и интенсивность охлажде-
ния; kp — отклонение от стандартного радиатора; kr характеризует
допустимую степень загрузки тиристора при температуре окружаю-
щей среды; kz показывает допустимую загрузку тиристора в за-
висимости от угла проводимости; kcx учитывает конфигурацию схе-
мы ТК, определяющую отношение эффективного значения тока через
тиристор к среднему значению.
В свою очередь требуемый номинальный ток тиристора /т.н
можно определить через номинальный ток двигателя /д.н с учетом
коэффициентов: k4 — частоты пусков двигателя; kn — загрузки дви-
гателя; ka—кратности пускового тока двигателя:
На рис. 63 приведены графики и зависимости для нахождения
коэффициентов, определяющих тепловой режим двигателя, от соот-
ветствующих факторов для отечественных тиристоров (Л. 1, 5,26,27].
В паспортные данные большинства тиристоров включен пара-
метр пятисекундного (допустимого) тока, который равен:
^5сек — 2/ т.н.
Поэтому при выборе тиристора для режимов с редкими вклю-
чениями пусковой ток двигателя следует сравнивать с 5-секундным
током. Обычно асинхронные короткозамкнутые двигатели малой и
средней мощности имеют время пуска в пределах 0,1—1 сек, что
позволяет производить вьгбор вентиля согласно
/5сек = 2/н^/п, (91)
где 1п — действующее значение пускового тока двигателя.
Приводимая в некоторых справочных данных величина допу-
стимого произведения 14 не может быть использована при опреде-
лении номинального тока тиристоров, составляющих коммутатор,
так как относится к однократным перегрузкам длительностью менее
одного периода. При таких перегрузках тиристор может рассматри-
ваться как сопротивление с определенной теплоемкостью и без рас-
сеяния мощности.
Тиристорный коммутатор выполняет роль контактора, а не пус-
кателя, так как не обеспечивает защиту тиристоров и двигателя.
Поэтому защита электродвигателя и тиристоров осуществляется
отдельными устройствами.
* Приведенная методика определения /т.н описана в работе
«Тиристорные выключатели для сельскохозяйственных электроуста-
новок», под ред. В. Н. Андрианова, ВНИИЭМ, 1965.
121

Наилучшим следует признать применение быстродействующих
плавких предохранителей, которые отключают поврежденную цепь
за время,^меньшее одного полупериода, не допуская повреждение
вентиля. Разрушение тиристоров при коротких замыканиях наету-
0 чо 80 °С О Ч 8 м/сек
О 60 120 эл. град 0 0,5 1,0
| Схема
ф ф
ъ
У
и
!
г,22
1,5 7
КЧ6
2,22
0,8 75
Рис. 63. Коэффициенты теплового режима тиристоров.
Токр — температура окружающей среды; v0 — скорость охлаждающего
воздуха при принудительной вентиляции; <2рад — фактическая поверхность
радиатора; QCT — поверхность стандартного радиатора.
пает при приложении обратной полуволны напряжения за счет сни-
жения вентильной прочности при разогреве р-я-переходов током ко-
роткого замыкания в проводящий полупериод. Это означает, что при
прочих равных условиях в схемах тиристорно-диодных коммутато-
ров, где тиристоры зашунтированы в обратном направлении диода-
122

ми, вероятность повреждения при коротком замыкании незначи-
тельна.
Ввиду того что пятикратный ток для тиристоров, например, се-
рии ПТЛ допустим в течение 0,012 сек, в некоторых случаях приме-
нение автоматических выключателей типов АК-50 и АП-50 является
удовлетворительным решением. Эта защита становится наиболее
приемлемой в схемах, где отсутствуют обратные напряжения на
тиристорах и нет опасности их повреждения отрицательной полу-
волной.
В случае применения трехфазных мостовых коммутаторов, в ко-
торых тиристор работает в цепи постоянного тока, защита от токов
короткого замыкания может быть осуществлена принудительным
мгновенным гашением тиристора.
Уставка срабатывания защитного устройства может быть зави-
симой от времени. Для построения ампер-секундной характеристики
защиты используют перегрузочные характеристики тиристоров. Бес-
контактные схемы защиты строятся на полупроводниковых элемен-
тах, обеспечивающих временную задержку, обратно зависимую от
величины входного сигнала. Для получения сигнала, пропорциональ-
ного току нагрузки, можно использовать, например, трансформатор-
ный преобразователь первичного тока в пропорциональное напря-
жение.
В случае включения тиристоров в рассечку звезды обмоток дви-
гателя вероятность повреждения тиристоров токами при коротком
замыкании уменьшается, так как при любом из видов повреждений
последовательно с тиристором оказываются включенными одна или
две обмотки двигателя. Поэтому схемная надежность таких ТК
(рис. 48,д—з) более высока, чем надежность схем с включением ТЭ
между двигателем и сетью.
Защита от коммутационных перенапряжений осуществляется
параллельными гС-ценочками. В целом следует отметить рациональ-
ность совместного применения последовательных дросселей и парал-
лельное входным зажимам сети включение защитных гС-цепочек
для реверсивньтх",'схе^"^^ Величина емкости и со-
противлений приводится в пасяортах^и для силовых тиристоров со-
ставляет 4 мкф и 30 ом.
ЛИТЕРАТУРА
1. Бардин В. М., Ситник И. X., Спокойный Л. И.,
Характеристики цепи управления тиристоров типа ВКДУ-150,
сб. «Силовая полупроводниковая техника», вып. V, 1966.
2. Б е р г е р А. Я. и др., Асинхронный двигатель в анормаль-
ных режимах, Изд-во ВЭТА, 1938.
3. Булгаков А. А., Основы динамики вентильных систем,
Изд-во АН СССР, 1963.
4. В е ш е н е в с к и й С. Н., 3 а м а р а е в Б. С, Солоду-
х о Я. Ю., Силовые кремниевые управляемые вентили и их примене-
ние в электроприводе, ГОСИНТИ, тема № 26-63-62-2, 1963.
5. Волков А. Р. и Новиков В. В., Тиристоры серии УПВК
на токи 50 и 100 а, «Инструктивные указания по проектированию
электротехнических промышленных установок», ГПИ Тяжпромэлек-
тр о проект, 1964, № 4.
123

6. Думаневич А. Н. и др., Силовые кремниевые диффузион-
ные симметричные вентили (тиристоры) типа ВКДУС, «Электриче-
ство», 1966, № 5.
* 7. И в а н ч у к Б. Н., Л и п м а н Р. А., Р у в и н о в Б. Я., Тири-
сторные усилители в схемах электропривода, изд-во «Энергия», 1966.
8. К о в а ч К. П., Р а ц И., Переходные процессы в машинах
переменного тока, Госэнергоиздат, 1963.
i$jКозлитин Л. С, Работа трехфазного тиристорного регу-
лятора напряжения на активно-индуктивную нагрузку, Труды МЭИ,
вып. 66,,«Электромеханика», ч. 1, 1966.
10. Кремниевые управляемые вентили-тиристоры, Технический
справочник, под ред. В. А. Лабунцова и А. Ф. Свиридова, изд-во
«Энергия», 1964.
11. Ладензон В. А., Обуховский М. П., Петров Л. П.,
Устройство для ограничения ударных моментов при пуске двигате-
ля переменного тока, Авт. св-ид СССР № 221117, Бюл. изобр., 1968,
№ 21.
(12) Ладензон В. А., Обуховский М. П., Пе т р о в Л. П.,
Тиристорный коммутатор для плавного пуска асинхронного двига-
теля, «Электротехническая промышленность», 1967, № 277.
13. Лайон В., Анализ переходных процессов в машинах пере-
менного тока, Госэнергоиздат, 1958.
(li?>M е й с т е л ь А. М., Н а й д и с В. А., Обуховский М. П.,
Бесконтактные тиристорные пускатели для асинхронных короткоза-
мкнутых двигателей, ГОСИНТИ, тема № 4-65-2219-89, 1965.
15. О б у х о в с к и й М. П., Подзолов Р. Г., О торможении
асинхронного короткозамкнутого двигателя, управляемого треуголь-
ным тиристорным пускателем, «Электротехническая промышлен-
ность», 1967, № 291,
'Гб. О б у х о в с к и й М. П., Подзолов Р. Г., Об одной схеме
включения асинхронного двигателя при помощи симметричных тири-
сторов,, Изв. вузов, «Электромеханика», 1968, № 1.
17. Обуховский М. П., Петров Л. П., Подзолов Р. Г.,
Асинхронный бесконтактный привод с тиристорным коммутатором,
Информстандартэлектро, 1968.
18. Петров Л. П., Ладензон В. А., Обуховский М. П.,
Управление переходными процессами при пуске асинхронного двига-
теля тиристорным коммутатором, сб. «Доклады к пятой научно-тех-
нической конференции по вопросам автоматизации производства»,
Томск, ВИНИТИ, т. 2, 1967.
19. Петров Л. П., Ладензон В. А., О б у х о в с к и й М. П.,
Ограничение переходных моментов при пуске асинхронных двига-
телей, «Электричество», 1967, № 5.
20. Петров Л. П., Обуховский М. П., Подзолов Р. Г.,
Тиристорное управление шахтными асинхронными приводами, «Элек-
тротехническая промышленность», 1967, № 288.
21. Петров Л. П., Подзолов Р. Г., Обуховский М. П.,
Пуско-тормозные симисторные устройства для асинхронных двига-
телей, «Автоматизированный электропривод», материалы семинара,
МДНТП, сб. 2, 1968.
22. Петров Л. П., Обуховский М. П., Подзолов Р. Г.,
Жуковский В. А., Коммутационное устройство для пуска трех-
фазного асинхронного двигателя, Авт. свид. СССР № 208804, Бюл.
изобр., 1968, № 4.
124

23. Петров Л. П., О б у х о в с к и й М. П., Подзолов Р. Г.,
Устройство для включения и отключения трехфазного асинхронного
двигателя, Авт. свид. СССР, № 213144, Бюл. изобр., 1968, № 10.
24. Петров Л. П., О б у х о в с к и й М. П., Подзолов Р. Г.,
Коммутационное устройство для управления асинхронным двигате-
лем, Авт. свид. СССР № 225976, Бюл. изобр., 1968, № 28.
25. Соколов М. М., Петров Л. П., М а с а н д и л о в Л. Б.,
Л а д е н з о н В. А., Электромагнитные переходные процессы в асин-
хронном электроприводе, изд-во «Энергия», 1967.
26. Управляемые кремниевые вентили, каталог № 05.03.40-68,
Информстандартэлектро, 1968.
27. Полупроводниковые управляемые вентили-тиристоры, под
ред. .М. Г. Чиликина, изд-во «Энергия», 1964.
i, 28. Ч и л и к и н М. Г., К о з л и т и н Л. С, Исследование асин-
хронного электропривода с тиристориым регулятором напряжения,
Труды МЭИ, вып. 66, «Электромеханика», ч. 1, 1966.
29. Чи ликин М. Г., Петров И. И., Воронецкий Б. Б.,
Новые направления развития автоматизированного электропривода,
«Автоматизированный электропривод производственных механизмов».
Труды IV Всесоюзной конференции по электроприводу, т. 1, изд-во
«Энергия», 1965.
(ЗГЛШубенко В. А., Браславский И. Я., Шрей-
HejHP'. Т., Асинхронный электропривод с тиристорным управлением,
изд-во «Энергия», 1967.
31. Я н к о - Т р и н и ц к и й А. А., Уравнения переходных элек-
тромагнитных процессов асинхронных двигателей и их решение,
«Электричество», 1951, № 3.
32. Adams R., Electric control means for alternating current
electric circuit, British Pat, № 1042748.
33. В a d r H., Simulation einer von Thyristoren geregelten Drehst-
rom-Asynchronmaschine, Neue Technik, 1965, № A5.
34. Duchting W., Statische Frequenzdringung zur Drehzahl-
anderung von Asynchronmo'toren durch magnetische Verstarker, die
durch einen kleinen Reluktanzmotor-Grenarators gesteiert werden,
AEG-Mitt., 1963, № 3/4.
35. Г л я з e p А., Мюллер-Любек К., Теория электронных
и ионных преобразователей тока (мутаторы), Трансжелдориздат,
1938.
36. G u t z w i 11 e r F., The silicon controlled rectifier a semicon-
ductor power switch with microsecond response, Electr. Manufactu-
ring^l958, v. 62, № 6.
/37.)Хари Ю., Простая цепь управления тиристорами бескои-^
такт-нот'о ключа, «Электроника», пер. с англ., 1965, № 14.
38. Hurst В., Thyristor starting techniques for induction mo-
tors, Industrial Electronics, 1967, № 1, pt I; № 3, pt II.
39. King K., The application of SCR's to the control of electri-
cal machines, Proc. IEE, London, «1963, v., 110, № 1.
40. Koppelman F., Michel M., Kontaktlose Steuerung der
Drehzahl von Asynehronmotoren mit Hilfe antiparalleler Thyristoren,
AEG-Mitt., 1964, Bd 54, № 1/2.
41. Ко vacs K. P., Uber die genaue tind vollstandige Simulation
des am Stander mit steuerbaren Siliziumtrioden geregelter Drehstrom-
asynchronmotoren, Acta techn. Acad, scient. Hung., 1964, № 3/4.
125

СОДЕРЖАНИЕ
.-«е 3
oie обозначения 5
Глава первая. Принципы тиристорного управления асин-
хронными двигателями . 7
1. Тиристорный элемент, как коммутатор однофазной це-
пи переменного тока 7
2. Тиристорные коммутаторы в трехфазных цепях ... 11
3. Особенности коммутации статорных цепей асинхронных
двигателей с помощью тиристоров 23
Глава вторая. Режимы работы асинхронных короткоза-
мкнутых двигателей с тиристорным управлением . 31
4. Принципы формирования .динамических характеристик
двигателей при помощи тиристорных коммутаторов . 31
5.- Управление пуском,^щитателя w —^ —-г.™,-—
6. Управление^динамиче^ж^ .
7. Особенности т^й^орногдГудравления ^вёрсом'Т^У^^Т^'^У
8. Возможности получения низких скоростей и малых
перемещений 53
Глава третья. Исследование режимов тиристорного
управления 59
9. Методы исследования 59
10. Моделирование однофазных индуктивных цепей, содер-
жащих тиристоры 60
11. Моделирование асинхронного двигателя с тиристорами
в цепи статора 68
12. Моделирование режимов динамического торможения
при тиристорном управлении 78
13. Некоторые результаты моделирования режимов работы
асинхронных двигателей с тиристорным управлением 85
Глава четвертая. Схемы тиристорных коммутаторов
для управления асинхронными двигателями .... 91
14. Структурные схемы тиристорных коммутаторов ... 91
15. Рациональные схемы силовой части тиристорных ком-
мутаторов ... 93
16. Основные принципы построения схем управления . . 99
17. Тиристорные коммутаторы для управления пуском . . 104
18. Тиристорные коммутаторы для торможения . . . 115
,19. Выбор тиристоров и их защита 119
Литература 123
127

БИБЛИОТЕКА ПО АВТОМАТИКЕ
ГОТОВЯТСЯ К ПЕЧАТИ
Алексеева Н. Н. и др., Тиристорные регулируемые электропри-
воды постоянного тока.
Бертинов А. И., Кофман Д. Б., Тороидальные трансформаторь
статических преобразователей.
Биттнер Г., Пневматические функциональные элементы. Пер.
с нем.
Болотин И. М., Павленко В. А., Пороговые устройства для
приборов автоматического контроля и регулирования. .
Бойков Н. А. и др., Измерение давлений при бь гтро1"
щих процессах ns-
Борзое М. И., Индуктивные преобразователи угла в код.
Виноградов Е. И. и др., Прецизионные иннтегрирующие электро-
механические преобразователи непрерывных величин в дискретные.
Гинзбург В, Б., Магнитоупругие датчики.
Гуревич А. М., Нейштадт И. С, Надежность логических си-
стем управления.
Данюшевская Е. Ю., Реверсивные электроприводы постоянного
тока с тиристорными преобразователями.
Диковский Я. М., Капралов И. И., Магнитоуправляемые кон-
такты.
Дусавицкий Ю. #., Магнитные стабилизаторы постоянного на-
пряжения.
Евтушенко И. И., Телемеханика в больших системах управле-
ления промышленными предприятиями.
Ильинский В. М., Бесконтактное, измерение расходов.
Карандеев К. Б. и др., Быстродействующие электрические ком-
пенсационно-мостовые приборы.
Касаткин А. С, Коменда Э. И., Статистическая оптимизация
аппаратуры контроля.
Кривицкий С. О., Эпштейн И. И., Динамика частотно-регули-
руемых электроприводов с автономными инверторами.
Крупский А. А., Измерение времени перемагничивания сердеч-
ков в магнитных элементах цифровой техники.
Куликовский JI. Ф. и др., Автоматические измерительные при-
боры с выполнением математических и логических операций.
Лейман А. А., Автогенераторные датчики и реле.
Маякин В. П., Донченко Э. Г., Электронные системы для ав-
томатизированного измерения характеристик жидкостей и газов.
Поспелов Д. А., Вероятностные автоматы.
Соловьев В. Ф., Рациональное кодирование при передаче сооб
тений.
Солодухо Я. Ю. и др., Тиристорные преобразователи постоян-
ного тока.
Степанов И. М., Электрохимическая запись.
Темников Ф. Е., Славинский В. Л., Функциональные разверты-
вающие преобразователи сигналов.
Шукшунов В. Е., Корректирующие звенья в устройствах изме-
рения нестационарных температур.
128