автореферат диссертации по электротехнике, 05.09.03, диссертация на тему:Синтез канала управления возбуждением в двухзонном электроприводе постоянного тока

На правах рукописи

КАМАРА АМАРА

СИНТЕЗ КАНАЛА УПРАВЛЕНИЯ ВОЗБУЖДЕНИЕМ В ДВУХЗОННОМ ЭЛЕКТРОПРИВОДЕ ПОСТОЯННОГО ТОКА

Специальность 05.09. 03 «Электротехнические комплексы и системы»

АВТОРЕФЕРАТ Диссертация на соискание ученой степени кандидата технических наук

Москва-2006г.

Работа выполнена на кафедре Автоматизированного электропривода Московского энергетического института (технического университета).

Ведущая организация: Московский государственный открытый университет

Защита состоится « 9 » июня 2006 г. в 16 часов 00 мин. на заседании диссертационного совета Д 212.157.02. при Московском энергетическом институте (ТУ) по адресу: 111250, Москва, ул. Красноказарменная, д.13, ауд. М-611.

Отзывы в двух экземплярах, заверенные печатью, просим направлять по адресу: 111250, Москва, Красноказарменная ул., д.14, Ученый совет МЭИ

Научный руководитель

кандидат технических наук, доцент Лебедев Анатолий Сергеевич

Официальные оппоненты:

доктор технических наук, профессор Беспалов Виктор Яковлевич

кандидат технических наук, Изосимов Дмитрий Борисович

(ТУ).

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке МЭИ (ТУ).

Автореферат разослан «.....»

2006 г.

Ученый секретарь диссертационного совета Д 212.157.02.

к.т.н., доцент

ЦЫРУК С.А.

^ ОБЩАЯ ХАРАКТЕРРИСТИКА РАБОТЫ

Актуальность темы. Исследованию динамики электроприводов постоянного тока посвящено значительное количество работ. Но одна из проблем - синтез и анализ двухзонных электроприводов - не решена до конца и по настоящее время. Практически отсутствуют достаточно обоснованные методики синтеза контура ЭДС, что объясняется сложностью математических моделей двухзонных электроприводов с блоками перемножения, кривой намагничивания, влиянием вихревых токов и взаимным влиянием контуров. Актуальность проблемы подчеркивает и тот факт, что, несмотря на бурный рост электроприводов переменного тока, иностранные и российские фирмы продолжают выпуск электроприводов постоянного тока, закладывая в них возможность для регулирования скорости во второй зоне.

Цель работы - разработка методики синтеза канала управления возбуждением в двухзонном электроприводе с контуром ЭДС в зависимости от требуемой точности регулирования ЭДС.

Для достижения этой цели в диссертации решались следующие задачи:

• анализ процессов ослабления и усиления магнитного потока при работе двухзонного электропривода во второй зоне с целью разработки методики синтеза канала управления возбуждения двигателем;

• оценка влияния механической постоянной времени привода и параметров настройки для регуляторов тока возбуждения и ЭДС двигателя на точность регулирования ЭДС;

• проверка предлагаемой методики синтеза канала управления возбуждением на нелинейной модели двухзонного электропривода, как при ослаблении, так и при усилении магнитного потока;

• оценка влияния ограничений на выходе якорного преобразователя и возбудителя на точность регулирования ЭДС и быстродействие электропривода;

• сравнительная оценка предлагаемой методики с другими существующими методиками.

Методы исследований. Для решения поставленных задач были проведены теоретические исследования на линеаризованной модели с использованием методов линейной теории регулирования для синтеза систем с взаимосвязанными контурами. Экспериментальные исследования выполнены методами математического моделирования в программном пакете Matlab / Simulink на ЭВМ. При решении вычислительных задач также применялись Microsoft Word, Microsoft Paint, пакет Smartdraw, Snaglt S, пакет MathCAD.

Обоснованность и достоверность научных положений и выводов. Справедливость теоретических выводов подтверждена очень хорошим совпадением результатов линейного и нелинейного моделирования, а также результатами сравнения с другими методиками синтеза.----

Научная новизна. Разработанная методика <Я№сОД%№1Ш'МШЬления

^ БИБЛИОТЕКА I

С.Пеп

оэ

возбуждением существенно отличается от применяемых на практике методик, позволяет обеспечить требуемую точность регулирования ЭДС и определить необходимый коэффициент форсировки по напряжению возбудителя.

Практическая ценность работы состоит в создании методики синтеза канала управления возбуждением в двухзонном электроприводе в зависимости от требуемой точности регулирования ЭДС двигателя, что позволяет повысить динамические свойства таких электроприводов.

Апробация работы. Основные результаты диссертационной работы обсуждались на XI Международной научно-технической конференции студентов и аспирантов "Радиоэлектроника, электротехника и энергетика" (Москва 2005), на заседании кафедры "Автоматизированный электропривод" Московского энергетического института (Технического университета).

Публякации. По теме диссертации опубликовано три печатные работы.

Структура н объем диссертации. Диссертация состоит из введения, трех глав, заключения и библиографического списка использованных источников из 50 наименований. Она содержит 121 страниц основного текста, 45 таблиц и 33 рисунка.

КРАТКОЕ СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

Во введения обосновывается актуальность темы диссертации, формулируются ее цели и задачи, дается общая характеристика работы.

Первая глава посвящена исследованию типовой структуры двухзонного электропривода с контуром ЭДС на линейной модели. Полная математическая модель такого электропривода довольно сложная и существенно нелинейная, так как имеются блоки перемножения, кривая намагничивания, влияние вихревых токов, взаимное влияние контуров скорости и ЭДС, а также ограничение напряжений на выходе тиристорных преобразователей.

В отличие от нелинейных систем, для линейных объектов существует обширный арсенал математических методов анализа и синтеза систем автоматического регулирования. Для использования этих методов была проведена линеаризация нелинейной модели. Линеаризованная структурная схема после нормирования переменных (приведения к системе относительных единиц) показана на рис. 1, где в качестве базовых единиц были приняты:

Фн - номинальный магнитный поток; ©н - номинальная скорость двигателя; 1Яаа - максимально допустимый ток якоря в первой зоне; М^-максимально допустимый момент двигателя в первой зоне (Л/ши=АФн/Япи1); Ехи- номинальная ЭДС двигателя (£дн = W>HtoH); ГБ -

базовая механическая постоянная времен* привода (ГБ = J(0H/Mm); J -результирующий момент инерции; £/юн - н апряжение задания номинальной ЭДС двигателя; UXH- напряжение задания номинальной скорости двигателя.

Ли* I

TjcP+l ткР

д/.

Пр*1

Фо

Ду »

Фо

Ди»

-»Ф-►

iLTnP+l 1 Дф ' 1

** ТтуР Пр+1 »-► vo

Дг

Рис.1. Линеарюоваиям структурная схема двухзоиного электропривода

Поэтому ф0, v0, im- относительные значения магнитного потока, скорости и тока якоря, в окрестности которых проведена линеаризация (ф0 = Ф0/ФН ; v0 =«>„/©„; »яо = ^яоАяии У> - относительное приращение потока (Дф = ДФ/ФН ); Ду - относительное приращение скорости (Ду = Да>/о>н ); Лгя- относительное приращение тока якоря (Ai„ - Д/Я//Апцп ); Ае - относительное приращение ЭДС двигателя (Де = ДЕд/Ед^); Дц -относительное приращение момента ( Дц = ДMfM^y, цс- относительное приращение момента сопротивления (цс = A/c/A/me); Ди^- относительное приращение задания по ЭДС (4un = Aî/^/U^h ); Аи^- относительное приращение задания по скорости (Дих =AUK/UX#)-, k'K, k'n — коэффициенты усиления регуляторов скорости и ЭДС в линеаризованной модели.

Схема на рис. 1 наглядно показывает взаимное влияние контуров. В соответствии с существующими методиками синтеза контур ЭДС настраивают на модульный оптимум при воздействии со стороны задания ЭДС без учета влияния контура скорости. Кроме того, в настроенном электроприводе, как правило, задание по ЭДС не изменяется и поэтому Дкзз =0. Следовательно, такой подход не является вполне обоснованным.

Анализ физических условий показывает, что динамику электропривода при работе во второй зоне необходимо исследовать с использованием моделей контура ЭДС, приведенных на рис. 2. Первая модель (названная структурой 1) соответствует условиям, когда после скачкообразного изменения задания по скорости регулятор скорости входит в насыщение, а регулятор тока якоря обеспечивает предельное токоо граничение, независимое или зависимое от скорости. Вторая модель (структура 2) соответствует условиям, когда необходимый темп разгона или торможения обеспечивает задатчик интенсивности. В этом случае регулятор скорости не насыщен и при изменении магнитного потока происходит соответствующее изменение тока якоря, что обеспечивает постоянство динамического момента.

'яоФп! НИ а)

¿у/А

А\

Де

Фо I—

— Дф

1

Пр+1

\ЛГ'

тгэР +

тпР

б)

Рнс. 2. Линеаризованные структурные схемы контура ЭДС: а - структура

1; б-структура 2

Для структуры 1 была получена простая, удобная формула для оценки максимума динамической ошибки

Т.

дг =-

(1)

Формула (1), во-первых, отражает влияние контура скорости (ГБ), а во-вторых, показывает зависимость этой ошибки от коэффициента к'п, объясняя тем самым, почему на практике стремятся применять ПИ-регулятор ЭДС.

Формула (1) позволяет, если задана желаемая точность регулирования ЭДС и известно значение постоянной времени ГЕ, определить необходимое отношение к'^/Т^. Чтобы ответить на вопрос каким образом выбрать значения к'ю и Т'я, а также значение постоянной времени Тп, был сделан анализ динамических свойств контура ЭДС (структура 1) с помощью ЛАЧХ. В общем случае асимптотическая ЛАЧХ имеет четыре участка с сопрягающими частотами , 1/Г6, 1/Гга и частотой среза Пс = к'^/Т^, что обеспечивает наклон среднечастотного участка в - 20 дб/дек. Необходимое значение частоты среза можно определить с помощью (1). На рис. 3 показаны четыре характеристики для различного соотношения постоянных времени Гв, гк, Тп. Характеристика 1 соответствует соотношению Тв > Тя = Гю > гв/*рэ > характеристика 2 - соотношению ГБ > > Гга > Щк^, характеристика 3 - соотношению Тв = Т'в > Тп > Т^/кп и характеристика 4 -соотношению Ть > Ть > Тп > ТЦкп.

г;=гга > 1/ос; 2 - тъ> г;> ги > 1/пс; з - гБ.= гв > гга > 1/пс;

4-Т'а>Т^>Тгз>1/Пс

Низкочастотный участок характеристики 4 занимает более высокое положение, что должно обебспечить более высокую точность регулирования.

На основе сделанного анализа был предложен следующий алгоритм синтеза контура ЭДС.

На первом этапе по требуемой точности регулирования Ае^ и известному значению ТЕ, принимая Ае^ и Аё^, определяем требуемое значение частоты среза ЛАЧХ контура ЭДС

«С.ТР =1/Д*тЛ. (2)

На второй этапе выбираем значение Гю из условия Тп = (1,5 * З.о)^^. На третьем этапе - значение Т'в как Тй~Ть^Тъ . И на четвертом этапе определяем значение крэ как = ТР.

В качестве примера для исследований был выбран двигатель 4ПФ132Б с номинальными данными: Рн = 13 кВт, {/н= 440 В, /н = 41,7 А, ин = 1400 об/мин, п^п = 4500 об/мин, = 9,5.10"2 кг-м2, ц=80%.

При исследовании на линеаризованной модели (структура 1) была поставлена задача проверки предлагаемой методики синтеза канала управления возбуждением, а также оценки влияния постоянных времени Т'в;

и Ть на ошибку Ье. Были проведены исследования для четырех значений Тй от 0,074 до 0,124 с, что соответствует изменению результирующего момента инерции привода от 1,2 до 2/„ трех значений Т'в в интервале от 0,5 до 1,5Гв, четырех значений Тп в интервале от 1,5 до 3,0/£2С, обеспечивающих значение оценки максимальной ошибки Ые^ = 5%. Результаты исследования представлены в табл. 1. в виде дроби, где числитель

- максимум ошибки в процентах, а знаменатель - время его достижения гм в миллисекундах.

Результаты исследования, приведенные в табл. 1. показали, что при варьировании постоянной времени 7*Б в указанных пределах ошибка остается постоянной, а время ее достижения еи увеличивается с увеличением значения Тв. При увеличении постоянной времени Т'в происходит незначительное уменьшение ошибки а при увеличении постоянной

времени Т„ ошибка Де^ незначительно увеличивается, практически в одинаковых пределах. Полученное максимальное значение ошибки составляет 3,62%, что меньше принятой пятипроцентной оценки верхней границы этой ошибки.

Таблица1

Значения Лгш(%) ■ гм (мс) при ЙСЛР в соответствии с (2)

с 0,074 0,087 0,105 0,124

пс- 1 270 230 190 161

Т'в;с 0,037 0,074 0,111 0,04.3 0,08' 0,13 0,053 Э,Ю5 0,158 0,06 0,12 0,19

10 20 30 10 20 30 10 20 30 10 20 30

Гга= 1,5 ;с ГО Пс 3,09 5,42 3,02 5,23 3,00 5,16 3,09 6,40 3,02 6,15 3,00 6,08 3,09 7,72 3,02 7,41 3,00 7,39 3,09 9,\А 3,02 8,78 3,00 8,66

Грэ = 2,0 ;с " "с 3,31 6,11 ЗД2 5,81 3,19 5,76 331 7Д0 3,22 6,84 3,19 6,73 3,31 8,66 3,22 8,24 3,19 8,12 3,31 10,2 3,22 9,75 3,19 9,62

Т -2,5-с Тп Ос'0 3,48 6,68 3,37 6,27 3,34 6,18 3,48 7,87 3,37 7,40 3,34 7,27 3,48 9,50 3,37 8,96 3,34 8,79 3,48 11,2 3,37 10,6 3,34 10,4

Т„ = 3,0 ;с 3,62 7,17 3,49 6,71 3,46 6,57 3,62 8,46 3,49 7,91 3,46 7,72 3,61 10,2 3,49 9,51 3,46 9,37 3,62 12,0 3,49 11,2 3,46 11,0

Необходимое значение частоты среза в соответствии с (2) зависит от требуемой точности регулирования и постоянной времени ГЕ. Чем выше требуемая точность регулирования ЭДС и чем меньше постоянная времени ГБ, тем больше частота среза Пс тт. Так как полоса пропускания контура ЭДС с тиристорным преобразователем ограничена, поэтому необходимо найти меры для снижения частоты Пст?, если последняя превышает полосу пропускания такого контура.

Одна из таких мер - это введение поправочного коэффициента Р < 1 в формулу (2) (Остр =р/Аеп>7^) в связи с тем, что реальное значение Ае^

меньше верхней границы максимальной ошибки. По данным табл. 1 значение

Р = 3.62/5 = 0,724 позволило уменьшить требуемую частоту среза, что привело к увеличению ошибки ¿Ц^ до допустимых значений 4,13 - 5,06 %.

Динамическую ошибку можно также уменьшить с помощью задатчика интенсивности (см. рис 2, б), так как его применение уменьшает темп разгона электропривода в самом начале этого процесса, что эквивалентно увеличению механической постоянной времени. В этом случае

"»-«к- (3)

¿V

где £ = Гб — < 1 - относительное ускорение привода, и вероятность Л

выполнения условия Остр 5 ПСД1Р повышается. Здесь Пспр- предельная частота среза контура с тиристорным преобразователем, зависящая от его схемы выпрямления.

Исследования, проведенные на модели с задатчиком интенсивности для нескольких значений ускорения, полностью подтвердили правомерность сделанного утверждения. Данные исследований, полученные для значения е = 1, практически совпадают с результатами исследования без задатчика интенсивности, что подтверждает тождественность формул (2) и (3). Значения максимальной ошибки для значений ускорения е < 1 подтверждают пропорциональную зависимость этой ошибки от ускорения, что позволяет уменьшить требуемую частоту среза до реализуемых значений. Таким образом, уменьшение темпа разгона электропривода с помощью задатчика интенсивности позволяет всегда реально обеспечить заданную точность регулирования ЭДС.

Вторая глава посвящена исследованию двухзонного электропривода на нелинейной модели при ослаблении магнитного потока. Здесь была поставлена задача проверки предлагаемой методики синтеза для канала управления возбуждением, оценки влияния ограничений на выходе преобразователей, операций перемножения и кривой намагничивания на точность регулирования ЭДС.

Программа исследований на нелинейной модели при ослаблении магнитного потока включала в себя восемь серий. Цель и условия проведения исследований в каждой серии приведены в табл. 2.

В первых четырех сериях была проведена проверка результатов исследований на линеаризованной модели. В этих сериях, с целью исключения влияния ограничений на выходе преобразователей, были искусственно увеличены эти ограничения до значений Еши= 1000 В, Ешм= 300/-600 В. С целью реализации скачка тока якоря (именно таким было воздействие в линеаризованной структуре 1), разгон электропривода до скорости у2 = 1,5 начинался со скорости VI = 0,5, а с целью учета инерционности в контуре тока якоря, разгон электропривода начинался со скорости VI = 1,0. В остальных четырех сериях была проведена оценка влияния реальных значений Епш и Ети на точность регулирования ЭДС.

Значение £пш= 570 В было выбрано с целью получения большего запаса по напряжению, который обеспечивают иностранные фирмы в бестрансформаторных схемах выпрямления путем снижения номинального напряжения двигателей до значения 380 - 400 В. А значение £П|М= 500 В реально обеспечивают бестрансформаторные мостовые схемы выпрямления.

Таблица2

Программа исследований на нелинейной модели оря ослабления магнитного потока

№ Цель Условия

серии исследований VI Е 'тм Етм р

1 Проверка результатов исследований на линейной 0,5 1,5 1000 300/-600 1

2 0,5 1,5 1000 300/-600 0,65

3 модели 1,0 1,5 1000 300/-600 1

4 1,0 1,5 1000 300/-600 0,5

5 0 1,5 570 300/-430 1

6 Оценка влияния ограничений 1,0 1,5 570 300/-430 1

7 0 1,5 500 300/-430 1

8 1,0 1,5 500 300/-430 1

В каждом из опытов во всех сериях были зафиксированы максимальное значение ошибки Ае^ и минимальное значение ЭДС возбудителя при скачкообразном увеличении напряжения задания по скорости от начального значения (у0 до конечного значения (у2).

Результаты первой серии исследований представлены в табл. 3 в виде дроби, где числитель - значение ошибки Аета]1 в процентах, а знаменатель -минимальное значение ЭДС возбудителя епо„,„. В таблице также приведены значения необходимого коэффициента форсировки возбудителя соответствующей ЭДС реальных параметров регуляторов к„ и *

Необходимое значение было рассчитано как

кф = ±[0,5(±1 - ЦС)ТВЛ/ТБ -1] , (4)

где Гм - значение электромагнитной постоянной времени на линейном участке кривой намагничивания (знак плюс соответствует процессам разгона привода при ослаблении магнитного потока, знак минус - процессам торможения при усилении магнитного потока). Значения параметров Тв, Т'а, Г2с и Гю изменялись в соответствии с матрицей планирования исследований на линеаризованной модели для Аё,^ - 5%.

ТаблицаЗ

Значения Ае^'А) я егадш1(В); при ^«1,5; £пш-1000Ви

£тм»300/-«00 В; (I -а серия)

гБ;с 0,074 0,087 0,105 0,124

пс- 1 270 230 190 161

1,70 1,30 0,90 0,61

£п2М> В 374 286 198 132

Гв; с 0,037 0,07 0,111 0,04 0,084 0,13 0,053 0,105 0,158 0,06 0,12 0,19

^РЭ 30 60 90 30 60 90 30 60 90 30 60 90

1.5 Тга = пс;с 2,84 -412 2,78 -424 2,76 -427 2,84 -329 2,78 -338 2,76 -341 2,84 -241 2,78 -249 2,76 -251 2,84 -179 2,78 -185 2,76 -188

2,0 га = пс;С 3,01 -387 2,94 -399 2,92 -402 3,01 -307 2,94 -317 2,92 -320 3,01 -223 2,94 -231 2,92 -234 3,01 -164 2,94 -171 2,92 -173

2,5 г» = ос;с 3,14 -369 3,06 -381 3,03 -385 3,14 -292 3,06 -302 3,03 -305 3,14 -211 3,06 -219 3,03 -222 3,14 -154 3,06 -161 3,03 -163

3,0 3,23 -356 3,15 -368 3,12 -372 3,23 -280 3,15 -290 3,12 -294 3,23 -201 3,15 -210 3,12 -212 3,23 -146 3,15 -153 3,12 -155

Сравнение этих данных с данными, приведенными в табл. 1, указывает на достаточно хорошее совпадение результатов линейного и нелинейного моделирования. При нелинейном моделировании ошибка Ает„ примерно уменьшилась на 10%, что происходит за счет уменьшения магнитного потока и динамического момента за время достижения максимума ошибки.

В табл. 3 необходимый коэффициент форсировки в соответствии с (4) при ослаблении магнитного потока должен изменяться от 0,61 до 1,70, что при СГВМ =220 В соответствует значениям Е'^ от 132 до 374 В. При моделировании минимальное значение „ изменялось в пределах от 146 до 427 В, что не противоречит расчетным значениям.

Так как произошло уменьшение максимальной ошибки, поэтому значение поправочного коэффициента Р в нелинейной модели можно несколько уменьшить, что и было сделано во второй серии исследований, где было принято р = 0,65.

В третьей серии условия исследований были такими же, как и в первой серии, но напряжение задания по скорости было скачком увеличено от значения, соответствующего номинальной скорости (VI = 1), до значения, соответствующего скорости у2 = 1,5. Результаты третьей серии, показывают,

что учет постоянной времени Тя значительно уменьшает ошибку Ает„ и одновременно уменьшает минимальное значение ет т1„. Это обстоятельство позволяет еще в большей степени уменьшить значение поправочного коэффициента, что и было сделано в четвертой серии.

В пятой и шестой сериях исследования были проведены в реальных условиях ограничений на выходе преобразователей при £пш= 570 В и £гам= 300/-430 В.

Результаты пятой серии исследований показывают, что значения максимальной ошибки и минимальной ЭДС возбудителя совпадают с соответствующими значениями в первой серии. В шестой серии произошло значительное уменьшение, как максимальной ошибки Де^, так и минимального значения ЭДС возбудителя етда1 вследствие существенного замедления темпа нарастания тока якоря из-за ограничения на выходе якорного преобразователя (£П|М ).

В седьмой и восьмой сериях ограничение £шм =500 В вступило в действие раньше начала ослабления магнитного потока, что привело к уменьшению тока якоря, соответствующему уменьшению динамического момента и темпа разгона электропривода и, в конечном итоге, к уменьшению значений Ле^и еГОтт.

При моделировании работы электропривода в условиях структуры 2 была поставлена задача проверки влияния задатчика интенсивности на точность регулирования ЭДС. Программа и условия исследований приведены в табл. 4.

Таблица4

Программа исследований на нелинейной модели при действии задатчика интенсивности

№ серии Цель исследований Условия "с

VI г спш е

1 Проверка результатов исследований на линейной модели при действии задатчика интенсивности 0 1,5 1000 300/-600 1,0

2 0 1,5 1000 300/-600 0,5

3 0 1,5 1000 300/-600 0,33

4 0 1,5 1000 300/-600 0,5

5 0 1,5 1000 300/-600 0,33

Серии 1-3 соответствовали синтезу регуляторов без учета ускорения в расчетах, а серии 4 и 5 - с учетом ускорения в расчетах.

Во всех сериях исследований значения параметров ГЕ, Т'в и Гю изменялись в соответствии с матрицей планирования исследований на линеаризованной модели.

Результаты первой серии исследований при максимальном значении ускорения (е = 1), практически совпадают, как и при линейном моделировании, с результатами моделирования без задатчика интенсивности. Результаты второй (е = 0.5) и третьей (е = 0.33) серий показывают на пропорциональное уменьшение ошибки Де^, как и в случае линейного моделирования.

Результаты четвертой н пятой серий исследований показали, что проведенная перенастройка регулятора ЭДС, с целью уменьшения требуемой полосы пропускания контура, позволяет всегда обеспечить заданную точность регулирования в системе с тиристорным возбудителем.

В табл. 5 приведены результаты сравнения предлагаемой методики синтеза канала управления возбуждением с другими методиками, применяемыми на практике. Варианты 1-4 соответствуют предлагаемой методике с ПИ - регулятором ЭДС, варианты 5 - 8 - применяемой на практике методике с И - регулятором ЭДС и варианты 9 - 12 - методике с ГШ - регулятором ЭДС и фильтром (Ф) в цепи измерения ЭДС. Сравнение было выполнено, как при учете вихревых токов (ТКФ 0), так и без их учета(Г|С= 0), где Гк- постоянная времени контура вихревых токов, а также при наличии положительной обратной связи (ПОС) по ЭДС (*э, * 0) и ее отсутствии (*Э1= 0). Здесь также приведены показатели качества регулирования: ошибка Ае^ и коэффициент форсировки кф (к'ф - его расчетное значение).

Результаты были получены при отработке скачкообразного изменения задания по скорости (от V] = 0,5 до - 1,5) и отсутствии задатчика интенсивности для значений механической постоянной времени Т6= 0,087 с (что соответствует значению /= 1,4 /,).

Анализ результатов, приведенных в табл. 5, показывает, что предлагаемая методика синтеза обеспечивает требуемую точность регулирования ЭДС (ошибка была менее 5%), как при учете вихревых токов, так и без их учета, а также при наличии или отсутствии положительной связи по ЭДС. Кроме того, расхождение между фактическим и расчетным значениями коэффициента форсировки в среднем составило примерно 10%.

При использовании методики синтеза с И-регулятором ЭДС ошибка регулирования была более 15%, а при использовании методики синтеза с ПИ-регулятором ЭДС и фильтром в цепи измерения ЭДС эта ошибка была более 23%.

Таким образом, предлагаемая методика позволяет обеспечить более высокую точность регулирования ЭДС двигателя, обоснованно выбрать необходимый запас по напряжению для возбудителя и, тем самым, повысить динамические свойства двухзонных электроприводов.

Таблица5

Результаты сравнения предлагаемой методики синтеза с другими методиками

Вар Методика синтеза Контур вихревых токов ПОС Показатели

Гк, с у »ф

1 Предлагаемая методика 0 0,01 4,55 1,27 1,30

2 0,014 0,01 4,56 1,66 1,46

3 0 0 4,02 1,05 1,30

4 0,014 0 4,03 1,40 1,46

5 Методика синтеза с И-регулятором ЭДС и фильтром в цепи обратной связи по току возбуждения 0 0,01 16,0 1,67 -

6 0,014 0,01 16,3 1,63 -

7 0 0 14,2 1,43 -

8 0,014 0 14,6 1,42 -

9 Методика синтеза с ПИ-регулятором ЭДС и фильтром в цепи обратной связи по ЭДС 0 0,01 27,0 2,64 -

10 0,014 0,01 26,9 2,42 -

11 0 0 24,1 2,21 -

12 0,014 0 23,6 2,05 -

В третьей главе решалась задача проверки предлагаемой методики синтеза на нелинейной модели при усилении магнитного потока, так как динамические процессы при усилении имеют свои особенности и специфику.

Чтобы оценить влияние начального значения скорости (у^ на ошибки по ЭДС двигателя, были сделаны пробные серии процессов торможения электропривода от различных значений VI до конечного значения у2 = 1, без фильтра и с фильтром на входе контура скорости.

Временные зависимости скорости, тока якоря, магнитного потока, момента двигателя, ЭДС преобразователей ТП1 и ТП2 и ошибки по ЭДС двигателя при значениях У1= 1,5, |хс= 0 и отсутствии фильтра на входе контура скорости приведены на рис. 4.

Как следует из временных зависимостей на рис. 4, в процессе торможения, в кривой ошибки по ЭДС имеют место два экстремума: минимум ошибки Де,,»» который происходит в конце процесса усиления магнитного потока, и максимум Дещп после выхода регулятора скорости из насыщения и изменения направления тока якоря. При этом модуль ошибки Левин меньше модуля А«пш-

Рис.4.Кривые ю(<); í„(l); АФ(1); Af(0i em(Q;em(i); Д*(1)при vt-1,5; •Ъ« 1 ■ o icy te ib— фильтра на входе кмпура скорости

Во всех пробных сериях модули ошибок Дедщ, и Ае^ не превышали принятой пятипроцентной оценки. При этом модуль ошибки Ле^ значительно меньше соответствующего значения, которое имело место при ослаблении потока. То есть при усилении магнитного потока формула (1) содержит еще болыпнй запас. При уменьшения начальной скорости (V]), сначала модули ошибок Ье^а и Ьет не изменяются, а затем, начиная с некоторой скорости, происходит изменение этих ошибок.

Для оценки влияния постоянных времени Г6, Т'л и Тп, а также ограничений на выходе преобразователей £пш и £„„ на точность регулирования ЭДС дальнейшие исследования были проведены в соответствии с программой, представленной в табл. б для начальной скорости v\= 1,15 (где модуль ошибки Двтш наибольший) и У|= 1,5 (где ошибка Лещи наибольшая) при у2 = 1 и цс = 0.

Таблицаб

Программа исследований на нелинейной модели при усилении магнитного потока

№ серии Цель исследований Условия

VI ^пш ^шм

1 Оценка влияния параметров настройки регуляторов без учета ограничений £П1М и Е^ 1,15 1000 1000

2 1,50 1000 1000

3 Оценка влияния параметров настройки регуляторов с учетом ограничений Епш и 1,15 570 1000

4 1,50 570 1000

5 1,15 570 440

6 1,50 570 440

7 1,15 570 220

8 1,50 570 220

9 1,15 500 220

10 1,50 500 220

Программа исследований при оценке влияния параметров настройки регуляторов без учета ограничений £пш и Е^ включала в себя две серии. В каждом из опытов в этих сериях были зарегистрированы: значения минимума ошибки Д£тш> максимума ошибки Дети, и максимальное значение ЭДС возбудителя Е^ при скачкообразном уменьшении напряжения задания по скорости от значения, соответствующего условию VI, до значения, соответствующего условию у2 = 1. В этих сериях, с целью исключения влияния ограничений на выходе преобразователей, было искусственно принято £шм= 1000 В, Е^ 1000 В.

Результаты исследований при отсутствии фильтра на входе регулятора скорости представлены в табл. 7 (1-я серия), где кроме значений ошибок

Авшь» А^ши и фактических значения максимальной ЭДС возбудителя также приведены: значения варьируемых параметров Тв, Т'в и , расчетные значения частоты среза Ос при поправочном коэффициенте р = 0,43 для Лёат= 5%, необходимого коэффициента форсировки возбудителя и соответствующей ЭДС Етм, в также параметры регуляторов и 1 .

Результаты первой (а также и второй) серий показали:

- при увеличении постоянной времени Тъ ошибка и значение Е"^ уменьшаются, модуль ошибки Лепт практически остается постоянным;

- при увеличении постоянной времени Т'в происходит незначительное уменьшение модуля ошибки Д£„ш>. увеличение ошибки Де„ах и значения Е'тм;

- при увеличении постоянной времени модуль ошибки Дети1 увеличивается; а ошибка Двои и значение уменьшаются;

- полученные фактические значения ЭДС были меньше на (12 23)%, чем расчетные значения £|пм.

Таблнца7

Звачешы Д**. (•/.), Дгм(%) ■ (В) при у,« 1,19; у2-1,0; Р - 0,43

(1-я серия)

гв;с 0,062 0,087 0,124

Пс= Р ТБЛел, 140 100 70

кф 4,23 3,31 2,61

^гам' ® 931 728 574

П, с 0,03 0,06 0,09 0,04 0,08 0,13 0,06 0,12 0,18

13 26 39 13 26 39 13 26 39

0,83 0,41 0,27 0,59 0,29 0,19 0,41 0,20 0,13

т 15 Д^гат -5,42 -5,07 -4,95 -5,59 -5,28 -5,17 -5,66 -5,38 -5,29

^ " "с 5,37 6,33 6,69 4,79 5,70 6,04 3,73 4,54 4,83

Цпм 805 843 856 633 658 667 498 514 520

И «с Аетт -6,56 -6,17 -6,04 -6,59 -6,26 -6,15 -6,60 -6,27 -6,16

Де^ж 3,97 5,07 5,49 3,16 4,16 4,53 2,05 2,89 3,20

729 764 778 576 600 608 457 473 479

Анализ этих результатов показывает, что, несмотря на разное влияние варьируемых параметров на ошибки Ле„щ и Дет» все значения ошибок находятся вблизи принятой пятипроцентной оценки, что также подтверждает правомерность предлагаемой методики синтеза канала управления возбуждением.

Для оценки влияния ограничений на выходе преобразователей было принято: ограничение на выходе ТП1 £шм= 570 В (3 - 8 серии), что

соответствует запасу по напряжению в 30 %, и £шм= 500 В (9,10 серии), что соответствует запасу в 14 %; ограничение на выходе ТП2 Е^ = 1000 В; (3,4 серии); fjm, = 440 В (5, б серии), что соответствует двухкратной форсировке; Етм= 220 В (7 - 10 серии), что соответствует отсутствию форсировки.

Результаты третьей и четвертой серий показывают, что уменьшение максимального напряжения на выходе якорного преобразователя до значения Епш = 570 В практически не влияет на модуль отрицательной ошибки Леть и максимальное значение ЭДС возбудителя Е^, но заметно увеличивает положительную ошибку Ье,__особенно при больших значениях ГБ.

Результаты исследований в пятой серии при двухкратной форсировке по напряжению возбудителя (г^ = 440 В) представлены в табл. 8.

Таблицав

Значения &ешЫ (%), Д«ю(%) при Е^=440 В; 1,15; v2 = 1,0; ß - 0,43

(5 -я серия)

rt;c 0,062 0,087 0,124

Qc- ß ГвДвп» 140 100 70

К 4,23 3,31 2,61

E'lсм>в 931 728 574

n,c 0,03 0,06 0,09 0,04 0,08 0,13 0,06 0,12 0,18

^РЭ 13 26 39 13 26 39 13 26 39

0,83 0,41 0,27 0,59 0,29 0,19 0,41 0,20 0,13

т w Д^тт -10,8 -10,8 -10,8 -8,03 -7,97 -7,95 -5,97 -5,82 -5,76

Гга ■ "с Д^ПМК 14,3 15,1 15,3 11,0 12,1 12,4 6,91 8,02 8,44

Е'гпы 440 440 440 440 440 440 440 440 440

т шШ га пс Afimin -10,9 -10,9 -10,9 -8,29 -8,21 -8,19 -6,59 -6,38 -6,31

Дбщп 10,8 11,9 12,3 7,62 9,04 9,57 5,13 6,19 6,59

Ещи. 440 440 440 440 440 440 440 440 440

Анализ результатов пятой (а также и шестой) серии показывают, что:

- при уменьшении ограничения на выходе преобразователя ТП2, модуль г ошибки Дещш и ошибка существенно увеличиваются, так как во всех опытах имел место недостаток форсировок;

- при увеличении постоянной времени Тв модуль ошибки Двпщ, и ошибка Дбтах уменьшаются, что также связано с соответствующим уменьшением расчетного значения коэффициента форсировки;

- при увеличении постоянных времени и Т„ модуль ошибки Де,™ практически остаются постоянным (так как контуры тока возбуждения и

ЭДС прекращают свою работу после насыщения преобразователя ТП2), но увеличение постоянной времени Тп уменьшает ошибку Дет».

Результаты исследований в седьмой серии (при отсутствии форсировки по напряжению возбудителя) представлены в табл. 9.

Таблица9

Значения (%), Ae«i(%) при Етм - 220 В; v, = 1,15; v1 = 1,0; р = 0,43

(7 -■ серия)

гБ; с 0,062 0,087 0,124

«С- Р с Тъ Д^ГР 140 100 70

4,23 331 2,61

931 728 574

П, с 0,03 0,06 0,09 0,04 0,08 0,13 0,06 0,12 0,18

^РЭ 13 26 39 13 26 39 13 26 39

Ьрп 0,83 0,41 0,27 0,59 0,29 0,19 0,41 0,20 0,13

Т 15 A&múi -18,3 -18,3 -18,3 -16,0 -16,0 -16,0 -13,6 -13,6 -13,6

Д^пах 0 0 0 0 0 0 0 0 0

Е'пм 220 220 220 220 220 220 220 220 220

г 3,0 Д^тш -18,3 -18,3 -18,3 -16,0 -16,0 -16,0 -13,6 -13,6 -13,6

Гю Пс Д^ОИХ 0 0 0 0 0 0 0 0 0

^шы 220 220 220 220 220 220 220 220 220

Анализ полученных результатов показывает, что при отсутствии форсировки по напряжению на выходе возбудителя (ТП2):

- модуль ошибки Двщш существенно увеличивается, а ошибка Аешх равна нулю (точнее идет длительный процесс дотягивания до нулевой ошибки);

- при увеличении постоянной времени ГЕ модуль ошибки Дг„ц„ несколько уменьшается;

- при увеличении постоянных времени Г, я ^ модуль ошибки Д^щт остается постоянным.

Результаты, полученные в девятой и десятой сериях при £пш= 500 В и Ещ,, = 220, практически ничем не отличаются от результатов седьмой и восьмой серий.

Заключение

1. На основе анализа процессов ослабления и усиления магнитного потока, а также линеаризации модели двухзонного электропривода с ПИ-регулятором ЭДС предложена методика синтеза канала управления

возбуждением в зависимости от требуемой точ» двигателя и механической постоянной времени привода.

2. Проверка этой методики синтеза на линеаризованной модели при варьировании механической постоянной времени и параметров настройки регуляторов полностью подтвердила правомерность ее применения.

3. Сравнение результатов исследований на нелинейной модели, как при ослаблении, так и при усилении магнитного потока, без учета ограничений на выходе тиристорных преобразователей, с результатами линейного моделирования показывает на достаточно хорошее их совпадение.

4. Проведена оценка влияния ограничений на выходе якорного преобразователя и возбудителя на точность регулирования ЭДС и быстродействие электропривода.

5. Показано, что применение задатчика интенсивности на входе контура скорости позволяет обеспечить требуемую точность регулирования ЭДС при любой полосе пропускания тиристорного возбудителя.

6. Сравнительная оценка различных методик показала, что предлагаемая методика синтеза обеспечивает требуемую точность регулирования ЭДС, как при учете вихревых токов, так и без их учета, а также при наличии или отсутствии положительной связи по ЭДС. При использовании других методик ошибка регулирования в 3 - 4 раза превышала требуемое значение.

Основные положения диссертации отражены в следующих публикациях:

1. Лебедев А. С., Камара Амара. Точность регулирования ЭДС в двухзонном электроприводе постоянного тока. И Труды МЭИ. Электропривод и системы управления. - 2004. - Выпуск 680 - С. 18 - 27.

2. Камара Амара, Лебедев А. С. Анализ и синтез контура ЭДС В двухзонном электроприводе постоянного тока. //Радиоэлектроника, электротехника и энергетика: Тез. докл. Одиннадцатая межд. науч.-техн. конф. студентов и аспирантов. - М., 2005. - Т. 2. - С. 128 - 129.

3. Лебедев А. С., Камара Амара. Однозонный и двухзонный электроприводы постоянного тока: Лабораторные работы № 1 и 2: методическое пособие. - М: Изд-во МЭИ. - 2005. - 18 с.

Ч

Печл. №ь Тираж №0 Заказ МО Типография МЭИ, Краноказарменная, 13.

ВВЕДЕНИЕ.

ГЛАВА. 1. ИССЛЕДОВАНИЯ НА ЛИНЕЙНОЙ МОДЕЛИ.

1.1 .Краткая характеристика объекта исследования и его математическая модель.

1.2. Линеаризация модели и анализ работы контура ЭДС.

1.3. Исследования на линеаризованной модели.

1.4. Выводы по первой главе.

ГЛАВА. 2. ИССЛЕДОВАНИЯ НА НЕЛИНЕЙНОЙ МОДЕЛИ ПРИ

ОСЛАБЛЕНИИ МАГНИТНОГО ПОТОКА.

2.1. Параметрический синтез системы управления и построение математической модели электропривода в пакете MATLAB.

2.2. Моделирование работы электропривода при скачкообразном изменении задания по скорости.

2.3. Моделирование работы электропривода при использовании задатчика интенсивности.

2.4. Сравнительная оценка различных настроек и правомерности сделанных допущений.

2.5. Выводы по второй главе.

ГЛАВА. 3. ИССЛЕДОВАНИЯ НА НЕЛИНЕЙНОЙ МОДЕЛИ ПРИ УСИЛЕНИИ МАГНИТНОГО ПОТОКА.

3.1. Оценка влияния начальной скорости электропривод на точности регулирования ЭДС.

3.2. Оценка влияния параметров настройки регуляторов ЭДС и тока возбуждения без учета ограничений на выходе преобразователей ТП1 и

3.3. Оценка влияния ограничений по напряжению на выходе преобразователей.

3.4. Выводы по третьей главе.

Современное производство характеризуется высокой интенсификацией технологических процессов и возрастающими требованиями к качеству выпускаемой продукции, что заставляет применять все более совершенное механическое и электротехническое оборудование для промышленных установок и агрегатов. Большую роль в решении задач комплексной автоматизации производства играет регулируемый электропривод постоянного и переменного тока, наиболее полно отвечающий предъявляемым требованиям при сравнительно невысокой стоимости электрооборудования.

Электропривод постоянного тока способен дать все требуемые характеристики, но двигатели имеют коммутационные ограничения по максимальной частоте вращения, зависимой от мощности и питаются от сети через тиристорные преобразователи. Кроме того, этот электропривод потребляет из сети реактивную мощность, что портит сеть, вызывает искажение синусоидальной формы напряжения системы электроснабжения. Поэтому эти факторы начинают сдерживать развитие таких электроприводов.

Электропривод с двигателями переменного тока не имеет недостатков по максимальной частоте вращения и некоторые режимы обеспечивает даже лучше, чем электропривод постоянного ток^. Известно также, что двигатели переменного тока обладают существенными экономическими достоинствами как более дешевые, надежные и не требующие дорогих с относительно низким к. п. д. преобразовательных установок.

В технике наиболее широко используют асинхронные двигатели. Однако в регулируемом электроприводе до недавнего времени эти двигатели не находили широкого применения из-за сложного алгоритма управления ими и отсутствия элементной базы для создания полупроводниковых преобразователей большой мощности. В настоящее время эти трудности преодолены. Разработан частотно-токовый способ управления с достаточно простой реализацией и созданы мощные полупроводниковые элементы.

Благодаря этому электроприводы на базе асинхронного двигателя находят все более широкое применение.

Особое место в электроприводах постоянного тока занимают электроприводы с двухзонным регулированием скорости. Двухзонные электроприводы применяются в промышленных установках, где требуется регулирование скорости как вниз, так и вверх от основной скорости. В системах двухзонного регулирования используются два канала воздействия на электродвигатель - по цепи якоря и по цепи возбуждения. То есть регулирование скорости электропривода производится как изменением напряжения на якоре, так и изменением магнитного потока. За счет этого обеспечивается экономичное регулирование скорости. Для обеспечения хороших энергетических показателей электропривода регулирование скорости в пределах от нуля до основной производится при номинальном потоке возбуждения только за счет изменения напряжения на якоре, а в диапазоне изменения скорости выше основной регулирование осуществляется изменением тока возбуждения при номинальном напряжении или ЭДС якоря.

Двухзонные электроприводы традиционно широко применялись и применяются в прокатном производстве для вращения валков станов и моталок, а также в станкостроении для главного движения металлорежущих станков. Решение вопросов автоматизации и совершенствования названных производственных процессов неразрывно связано с развитием и постоянным совершенствованием таких электроприводов. Усложнение задач, стоящих перед автоматизированным производством, повышает и требования к динамическим свойствам двухзонных электроприводов, что придает большое значение выбору их рациональных структур, расчету параметров и настроек регуляторов.

Существуют два способа управления полем двигателя: независимое и зависимое от напряжения на якоре или ЭДС двигателя. В настоящее время, в основном, применяются электроприводы с?" зависимым управлением полем двигателя и таким электроприводам посвящено большое количество публикаций [1 -36].

Преимущество систем зависимого управления по сравнению с системами независимого управления напряжением и потоком двигателя, состоит в том, что такие системы обеспечивают непрерывное регулирование скорости во всем диапазоне. Здесь не требуется узлов разделения режимов, а управление электроприводом осуществляется лишь изменением одного сигнала - задания по скорости. Однако это преимущество сочетается с известным недостатком таких систем, заключающимся в сложности их структур, так как во второй зоне одновременно участвуют в переходных режимах контуры регулирования как скорости, так и ЭДС двигателя, связанные между собой общим объектом -двигателем.

Зависимое управление магнитным потоком двигателя может быть осуществлено как в функции напряжения на якоре, так и в функции ЭДС двигателя. Для реализации принципа зависимого управления в функции ЭДС и создания соответствующего контура регулирования необходим датчик, основой работы которого является косвенноегвычисление ЭДС двигателя. Из-за трудностей, связанных с измерением ЭДС, иногда двухзонные электроприводы выполняют с управлением магнитным потоком в функции напряжения на якоре. Но, как показано в [3, 5], динамические и энергетические показатели таких электроприводов ниже, чем при управлении в функции ЭДС.

Работа электропривода при неизменном магнитном потоке (1 - зона) описывается системой линейных дифференциальных уравнений и поэтому вопросы анализа и синтеза его системы управления для этих условий проработаны достаточно полно и глубоко, что и отражено в многочисленной научной и учебной литературе, например, в [1 - 3, 6 - 17].

Работа электропривода при изменении магнитного потока (2 - зона) описывается системой нелинейных дифференциальных уравнений, что затрудняет получение аналитических решений для всех координат электропривода, и поэтому вопросы анализа и синтеза канала управления возбуждением не решены до конца и по настоящее время, несмотря и на имеющиеся публикации в этом направлении.

Наибольшее внимание вопросам динамики двухзонных электроприводов нашло отражение в [1 - 3, 17 - 25]. В работах [12, 20, 25], посвященных электроприводам прокатного производства, рассмотрены вопросы предельного г1 быстродействия, определены оптимальные законы изменения магнитного потока и ЭДС возбудителя, показана их связь с электромагнитной постоянной времени цепи возбуждения и получены аналитические временные зависимости для магнитного потока и скорости для некоторых частных случаев.

Вопросам оптимальных переходных процессов при изменении магнитного потока и построения соответствующих рациональных структур систем управления для электроприводов реверсивных прокатных станов уделена значительная часть работ [1 - 4, 11, 18, 22, 25, 32]. В работе [14] обращено внимание на необходимость учета влияния вихревых токов и показано на возможность полной компенсации этого влияния с помощью соответствующих настроек контура тока возбуждения.

Особо следует отметить сравнительно недавно опубликованные работы [27 - 30]. В [27] проведено обобщение известных аналитических решений в отношении скорости и магнитного потока двигателя и в результате предложены универсальные временные зависимости, описывающие динамику электропривода при его работе во второй зоне и оптимальном по быстродействию управлении. В [28] рассматриваются вопросы расчета необходимых форсировок в двухзонном электроприводе постоянного тока. Авторы, на основе анализа процессов изменения магнитного потока при оптимальном управлении получили простое аналитическое условие для расчета необходимых коэффициентов форсировки возбудителя в зависимости от двух обобщенных параметров: отношения электромагнитной и базовой постоянных времени, а также эквивалентного момента сопротивления.

В [29, 30] при анализе динамических свойств двухзонного электропривода с контуром ЭДС были даны некоторые рекомендации по синтезу такого контура, исходя из требуемой точности регулирования. В [30] при рассмотрении двухзонного электропривода с контуром напряжения, f полученная математическая модель контура скорости с учетом влияния контура напряжения позволяет определить области устойчивой и неустойчивой работы электропривода в зависимости от основных параметров и координат электропривода.

Проведенный обзор литературы, посвященный динамике двухзонных электроприводов постоянного тока, показывает, что, несмотря на значительное количество этих работ, многие из вопросов названной проблемы либо только затронуты и рассмотрены на качественном уровне, либо носят все-таки частный характер, либо не рассмотрены совсем. Поэтому проблему синтеза двухзонных электроприводов можно считать до конца нерешенной и по настоящее время. Особенно это касается канала управления возбуждением двигателя, что объясняется сложностью математических моделей электропривода с блоками перемножения, кривой намагничивания, влиянием вихревых токов и взаимным влиянием контуров скорости и ЭДС. Актуальность проблемы подчеркивает и тот факт, что, несмотря на бурный рост электроприводов переменного тока, иностранные и российские фирмы продолжают выпуск электроприводов постоянного тока, закладывая в них возможность для регулирования скорости во второй зоне.

Целью настоящей диссертации является разработка методики синтеза канала управления возбуждением в двухзонном электроприводе с контуром ЭДС в зависимости от требуемой точности регулирования ЭДС.

Для достижения этой цели в диссертации решались следующие задачи: • анализ процессов ослабления и усиления магнитного потока при работе двухзонного электропривода во второй зоне с целью разработки методики синтеза канала управления возбуждения двигателем;

• оценка влияния механической постоянной времени привода и параметров настройки для регуляторов тока возбуждения и ЭДС двигателя на точность регулирования ЭДС;

• проверка предлагаемой методики синтеза канала управления возбуждением на нелинейной модели двухзонного электропривода, как при ослаблении, так и при усилении магнитного потока;

• оценка влияния ограничений на выходе якорного преобразователя и возбудителя на точность регулирования ЭДС и быстродействие электропривода; f

• сравнительная оценка предлагаемой методики с другими существующими методиками.

Методы исследований. Для решения поставленных задач были проведены теоретические исследования на линеаризованной модели с использованием методов линейной теории регулирования для синтеза систем с взаимосвязанными контурами. Экспериментальные исследования выполнены методами математического моделирования в программном пакете Matlab / Simulink на ЭВМ. При решении вычислительных задач также применялись Microsoft Word, Microsoft Paint, пакет Smartdraw, Snaglt 5, пакет MathCAD.

Обоснованность и достоверность научных положений и выводов. Справедливость теоретических выводов ''подтверждена очень хорошим совпадением результатов линейного и нелинейного моделирования, а также результатами сравнения с другими методиками синтеза.

Научная новизна. Разработанная методика синтеза канала управления возбуждением существенно отличается от применяемых на практике методик, позволяет обеспечить требуемую точность регулирования ЭДС и определить необходимый коэффициент форсировки по напряжению возбудителя.

Практическая ценность работы состоит в создании методики синтеза канала управления возбуждением в двухзонном электроприводе в зависимости от требуемой точности регулирования ЭДС двигателя, что позволяет повысить ю динамические свойства таких электроприводов.

Апробация работы. Основные результаты диссертационной работы обсуждались на XI Международной научно-технической конференции студентов и аспирантов "Радиоэлектроника, электротехника и энергетика" (Москва 2005), на заседании кафедры "Автоматизированный электропривод" Московского энергетического института (Технического университета).

Публикации. По теме диссертации опубликовано три печатные работы. Структура и объем диссертации. Диссертация состоит из введения, трех глав, заключения и библиографического списка использованных источников из 50 наименований. Она содержит 121 страниц основного текста, 45 таблиц и 33 рисунка.

3.4. Выводы по третьей главе

1. При торможении электропривода с любой скорости во второй зоне (как при отсутствии, так и наличии фильтра на входе контура скорости) в кривой ошибки по ЭДС Ae{t) имеют место два экстремума: минимум ошибки Aemjn, который происходит в конце процесса усиления магнитного потока, и максимум ошибки Aemax, который имеет место после выхода регулятора скорости из насыщения и изменения направления тока якоря. Оба экстремума по значению соизмеримы и меньше принятой пятипроцентной оценки ошибки, что также дает возможность введение поправочного коэффициента при синтезе контуров регулирования с целью снижения требуемой полосы пропускания в контуре регулирования ЭДС.

2. При уменьшении значения начальной скорости, сначала модули ошибок Aemin, Aemax не изменяются, а затем, начиная с некоторой скорости, эти ошибки начинают изменяться. Ошибка Ает\п изменяется как в сторону увеличения, так и в сторону уменьшения, а ошибка Aemax уменьшается.

3. Изменение механической (базовой) постоянной времени (ГБ), постоянной времени регулятора ЭДС (Грэ) и эквивалентной постоянной времени контура тока возбуждения (Тв) неоднозначно влияет на значения ошибок Aemjn, Aemax, но несмотря на это все значения ошибок находятся вблизи принятой пятипроцентной оценки.

4. Полученные максимальные значения ЭДС возбудителя Е"пи очень близки к расчетным значениям Е'тм, что подтверждает правомерность использованной методики расчета необходимого коэффициента.

5. Уменьшение ограничения на выходе преобразователя ТП1 практически не влияет на модуль ошибки Aemjn и значение Е"тм, но заметно изменяет ошибку Aemax, в основном, в сторону увеличения.

6. Уменьшение ограничения на выходе преобразователя ТП2, существенно увеличивает модуль ошибки Ает\п и ошибку Детах, так как во всех опытах имел место недостаток форсировки по напряжению (при этом чем больше этот недостаток, тем больше указанные ошибки). При отсутствии этой форсировки модуль ошибки A<?min существенно увеличивается, а ошибка Детах равна нулю (точнее идет длительный процесс дотягивания до нулевой ошибки).

ЗАКЛЮЧЕНИЕ

1. На основе анализа процессов ослабления и усиления магнитного потока, а также линеаризации модели двухзонного электропривода с ПИ-регулятором р

ЭДС предложена методика синтеза канала управления возбуждением в зависимости от требуемой точности регулирования ЭДС двигателя и механической постоянной времени привода.

2. Проверка предлагаемой методики синтеза на линеаризованной модели при варьировании механической постоянной времени и параметров настройки регуляторов полностью подтвердила правомерность ее применения.

3. Сравнение результатов исследований на нелинейной модели, как при ослаблении, так и при усилении магнитного потока, без учета ограничений на выходе тиристорных преобразователей, с результатами линейного моделирования показала на достаточно хорошее их совпадение.

4. Проведена оценка влияния ограничений на выходе якорного преобразователя и возбудителя на точность регулирования ЭДС и быстродействие электропривода. При недостаточных форсировках по напряжению на выходе возбудителя происходит существенное увеличение максимальных ошибок и снижение быстродействия.

5. Показано, что применение задатчика интенсивности на входе контура скорости позволяет обеспечить требуемую точность регулирования ЭДС при любой полосе пропускания тиристорного возбудителя.

6. Сравнительная оценка различных методик показала, что предлагаемая методика синтеза обеспечивает требуемую точность регулирования ЭДС, как при учете вихревых токов, так и без их учета, а также при наличии или отсутствии положительной связи по ЭДС. При использовании других методик ошибка регулирования в 3 - 4 раза превышал^ требуемое значение.

7. Таким образом, проверка предлагаемой методики синтеза канала управления возбуждением на линеаризованной и нелинейных моделях электропривода, как при ослаблении, так и при усилении магнитного потока полностью подтвердила правомерность ее применения.

1. Слежановский О.В. Реверсивный электропривод постоянного тока. М., Металлургия , 1967, 423 с.

2. Шипилло В. П. Автоматизированный вентильный электропривод М.: Энергия, 1969.

3. Шапиро Ф. С. Выбор варианта двухзонной системы регулирования скорости двигателей постоянного тока с зависимым управлением полем — В кн.: Инструктивные указания по проектированию электротехнических промышленных установок. М.: Энергия, 1971, № 5.

4. Фишбейн В.Г. Расчет систем подчиненного регулирования вентильного электропривода постоянного тока. М.: Энергия, 1972.

5. Бесекерский В. А., Попов Е. П. Теория систем автоматического регулирования -М.: Наука, 1975. -768с.

6. Лебедев Е. Д., Неймарк В. Е., Пистрак М. Я., Слежановский О. В. Управление вентильными электроприводами постоянного тока. М.: Энергия, 1970.

7. Зимин Е. Н., Кацевич В. Л., Козырев С. К. Электроприводы постоянного тока с вентильными преобразователями. М.: Энергоиздат, 1981, 192 с.

8. Петров 10. П. Оптимальное управление электроприводами. М.: Госэнергоиздат, 1961.

9. Динамика вентильного электропривода постоянного тока. Под ред. А.Д. Поздеева. М.: Энергия, 1975.

10. П.Чистов В. П., Бондаренко В. И., Святославский В.А. Оптимальноеуправление электрическими приводами постоянного тока. М.: Энергия, 1968.

11. Комплектные системы управления электроприводами тяжелыхметаллорежущих станков. Под ред. А.Д. Поздеева. М/. Энергия, 1980.

12. Шрейнер Р.Т. Системы подчиненного регулирования электроприводов. Часть 1. Электроприводы постоянного тока с подчиненным регулированием координат. Екатеринбург 1997. с 5-22.

13. Башарин А.В., Новиков В.А., Соколовский Г.Г. Управление электроприводами. Уч. пос. для вузов. Л.: Энергоиздат, 1982, -391 с.

14. Ключев В. И. Теория электропривода. М.:Энергоатомиздат,1985. -560 с.

15. Ковчин С.А., Сабинин Ю.А. Основы электропривода. С.-П.: Энергоатомиздат, 1994, 496 с.

16. Анхимюк В. Л., Опейко О. Ф., Михеев Н. Н. Теория автоматического управления. Мн.: Дизайн ПРО, 2002, 352 с.

17. Куницкий Н.П. Получение оптимальной кривой тока двигатель при ослаблении потока. Электричество, 1953, № 1, с. 26-30.

18. Бычков В. П. Электропривод и автоматизация металлургическогопроизводства. М.: Высшая школа, 1977.»

19. Андреев Г.И., Босинзон М.А., Кондриков А.И. Электроприводы главного движения металлообрабатывающих станков с ЧПУ. М.: Машиностроение, 1979.

20. Малюк Н. Т., Омельяненко Н. М., Поздеев А. Д. Некоторые особенности синтеза систем вентильных электроприводов с двухзонным регулированием скорости. Электротехническая промышленность, сер. Электропривод, 1979, №4(75), с. 14- 17.

21. Борцов 10. А., Суворов Г. В. Методы исследования динамики сложных систем электропривода. Энергия, 1979.

22. Лапидус М. И., Пистрак М. Я. Рациональное управление полем двигателя в системе двухзонного регулирования частоты вращения. В кн.: Электротехническая промышленность. ' Сер. Электропривод. М.: Информэлектро, 1980, вып. 1 (81), с. 7.

23. Б.Н. Дралюк, А.Е. Тикоцкий. Управление полем двигателя придвухзонном регулировании в функции сигнала управления вентильным преобразователем. Электротехника, 1982, №7, с 25 27.

24. Козырев С. К. Исследование переходных процессов в электроприводе постоянного тока при изменении магнитного потока двигателя. Электричество, 1983, №5, с 34-37.

25. Карандаев А. С. Разработка тиристорных электроприводов с двухзонным регулированием скорости и улучшенными энергетическим показателями, канд. дисс. М.: МЭИ. 1986.

26. Лебедев А.С. Динамика двухзонного электропривода постоянного тока при оптимальном управлении. Электричество, 1990, №12, с. 57-60.

27. Лебедев А.С., Ходер Иса. Расчет форсировок в двухзонном электроприводе постоянного тока. Электричество. 1994. № 2. С. 57 60.

28. Лебедев А.С., Ходер Иса., Анализ и синтез ЭДС в двухзонном электроприводе постоянного тока. Электропривод и системы управления, 1996, №674, с 42-55.

29. Лебедев А. С, Ходер Иса., Исследование динамики двухзонных электроприводе постоянного тока. Электротехника, 1996, № 7, с 23-26.

30. Гемская X. В., Коганов А. В., Стефанович В. Л., Флейшман М. Я. Оптимальные скоростные режимы двигателя валков реверсивного обжимного стана при работе с ослаблением потока возбуждения. Изв. вузов. Электромеханика, 1977, № 3.

31. Бандекела Казади, Бадиела Менжи. Оптимизация переходных процессов в электроприводах постоянного тока при изменении потока двигателя, канд. дисс., М.: МЭИ. 1986.1984.

32. Симаков Г. М. , Гринкевич Д.Я. Способ согласования зон регулирования скорости в двухзонном транзисторном электроприводе постоянного тока. Электротехника, 2000, №11, с 25-29.

33. Перельмутер В. М., Сидоренко В. А. Системы управления тиристорными электроприводами постоянного тока. М.: Энергоатомиздат,1988.-304 с.

34. Лебедев А.С., Остриров В. Н., Садовский JI. А. Электроприводы для станков и промышленных роботов. М.: Изд-во МЭИ, 1991, -100с.

35. Егоров, Шестаков. Динамика систем электропривода. JL: Энергоатомиздат. Ленингр. Отд-ние, 1983, -216 с.

36. Вешеневский С.Н. Характеристики двигателей в электроприводе. М.: Энергия, 1977, 432 с.

37. Комплектные тиристорные электроприводы. Справочник. Под. ред. В. М. Перельмутера. М.: Энергоатомиздат, 1988, 319 с.

38. Справочник по автоматизированному электроприводу. Под ред. Елисеева В.А., Шинянского А.В. М.: Энергоатомиздат, 1983. 616 с

39. Копылов И.П., Клоков Б.К. Справочник по электрическим машинам. T.l, М.: Энергоатомиздат, 1988, 456 с.

40. Гультяев А. К. MATLAB 5.3. Имитационное моделирование в среде windows. Санкт- Петербург, 2001.

41. Герман Галкин С. Г. , Компьютерное моделирование полупроводниковых систем в MATLAB 6.0. Санкт-Петербург, 2001.

42. Филлпс Ч., Харбор Р. Системы управления с обратной связью, М.: Лаборатория Базовых Знаний , 2001 616 с.

43. Дорф Р., Бишоп Р. Современные системы управления, Пер. с англ. Б. И. Копылова. М.: Лаборатория Базовых Знаний, 2002. 832 с.

44. В. И. Карлащук. Электронная лаборатория на IBM PC (Лабораторный практикум на базе Electronics Workbench и MATLAB). Москва СОЛОН-Пресс, 2004.

45. Дьяконов В.П. MATLAB 6/6.1/6.5 + Simulink 4/5 в математике и моделировании. Полное руководство пользователя. М.: СОЛОН-Пресс. 2003. - 576 с.

46. Дьяконов В. П. MATLAB 6. СПб.: Питер, 2001, 592 с.

47. Говорухин В. Н., Цибулин В. Г. Компьютер в математическомА

48. Ануфриев И. Е. Самоучитель MATLAB 5.3/ 6.x. СПб.: БХВ -Петербург, 2003, 736 с.

49. Дьяконов В. П. Simulink 4. Специальный справочник. СПб.: ПИТЕР. 2001.У