proiect SAE

Cuprins

1. Tema de proiect 2. Generalitati 3. Motorul de curent continuu cu excitaţie separată. Ecuaţii diferenţiale şi schema bloc 4. Caracteristici mecanice staţionare la comanda pe indus 5. Reglarea turaţiei motoarelor de curent continuu 6. Reglarea turaţiei prin comanda pe indus 7. Breviarul de calcul 8. Alegerea si acordarea regulatoarelor 9. Actionare reglabila cu convertor fare curenti de circulatie (comanda pe indus)

1

Tema de proiectare: Sa se proiecteze o actionare electrica reglabila reversibila cu convertor fara curenti de circulatie. Proiectul va cuprinde: • calculul circuitului de reglare al curentului; • calculul circuitului de reglare al turatiei. Se va folosi un motor de c.c. cu excitalie independenta comandat pe indus, utilizand ca element de executie o punte cu tiristoare complet comandata

Date de proiectare: • • • • • • •

Puterea nominala: PN = 10 kW Tensiune nominala: UN = 400 V Randament: η = 0.75 Turatia nominala: n = 1900 rot/min Momentul de inertie al rotorului: GD R2 = 2,1Kg ⋅ m 2 Momentul de inertie al sarcinii : GD S2 = 1,5Kg ⋅ m 2 Gama de reglare a turatiei : Δn = 40-1900 rot/min

Performantele impuse sistemului : • σ ≤ 8% • Imax = 1.8∙In • Precizia de reglare a turatiei = 5 % • εstationara = 0

2

1.

Generalitati:

Motoarele de curent continuu se utilizeaza frecvent in actionarile electrice reglabile datorita proprietatilor lor favorabile (reglare fina si in limite largi a turatiei.). Dezavantajul principal al acestor motoare il constituie prezenta colectorului, care limiteaza superior puterea si turatia si mareste momentul de inertie. In figura 1.a este reprezentata principal o masina de curent continuu cu doi poli avand statorul S si indusul cilindric A. Indusul si polii sunt confectionati din tole pentru a micsora pierderile in fier. La masinile de puteri mari si cu calitati dinamice superioare se confectioneaza si restul statorului din tole. Polii principali P sunt prevazuti cu infasurarea de excitatie, parcursa de curentul de excitatie i e , care produce fluxul magnetic principal Φe. Acest flux se inchide prin rotor (indus) si stator. In crestaturile indusului este plasata infasurarea indusului care, prin intermediul colectorului si a periilor p, este alimentata (in functionarea ca motor) de la retea cu curentul i a . Conductoarele indusului sunt repartizate uniform de-a lungul intregii circumferinte a indusului si rezulta o repartizare uniform de-a lungul intregii circumferinte a indusului si rezulta o repartizare a curentului dupa cum se indica in figura 1.a. 0 asemenea repartizare produce un camp de reactie alindusului a carui axa este perpendiculara pe axa campului inductor principal. Fluxul de reactie transversal corespunzator Φa este, datorita intrefierului mare in directia transversala, mult mai mic decat fluxul de excitatie Φe. Infaurarea de compensatie C, plasata in piesele polare si parcursa de curentul prin indus ie, reduce si mai mult fluxul in directia transversala. In general numai masinile mari sunt prevazute cu infasurari de compensatie. Campul magnetic in zona de comutatie este influentat de polii auxiliari PA, excitati de curentul prin indus, pentru a se atinge o comutatie fara scantei.

3

a)

b)

Fig. 1. Masina de curent continuu, cu excitatie separata; a) constructie ; b) reprezentare prin schema echivalenta simplificata. Actiunea inductiva a indusului poate fi reprezentata printr-o inductivitate concentrata La. Deoarece infasurarea de compensatie si infasurarea polilor auxiliari se gasesc de asemenea in axa periilor (transversala) actiunea lor se posta lua in considerare prin La.

2. Motorul de curent continuu cu excitatie separata Ecuatii diferentiale si schema bloc Schema echivalenta a motorului de curent continuu cu excitatie separata (independenta), care a fost deja reprezentata in figura 1.b, se modifica in sensul ca parametrii concentrati Ra si La se reprezinta in afara indusului (figura 2).

4

Fig. 2. Schema echivalenta a motorului de curent continuu cu excitatie separata

Ca marimi de intrare actioneaza tensiunea aplicata indusului ua, tensiunea aplicata circuitului de excitatie ue, si cuplul de sarcina ms. Φe este fluxul de excitatie, m este cuplul electromagnetic al motorului , iar J momentul de inertie a maselor cu miscare de rotatie. Aplicand teorema a doua a lui Kirchhoff circuitului indusului rezulta: u a = e + R a i a + La

dia dt

(1)

unde s-a neglijat caderea de tensiune la periile masinii, care depinde neliniar de curentul prin indus. In acelasi mod, pentru circuitul de excitatie se obtine : u e = Re i e +

dΦ e dt

(2)

Tensiunea electromotoare indusa prin rotatie va fi: e = kΦe ω

,cu

k=

pN 2πa

(3)

unde : N – numarul de conductoare activa a infasurarii indusului; p – numarul de perechi de poli; a – numarul de perechi de cai de curent ale infasurarii indusului; ω – viteza unghiulara a indusului (rotorului) Cuplul electromagnetic exercitat asupra rotorului motorului este : m=kΦeia (4) Ecuatia de miscare se poate scrie sub forma :

5

m − ms = J

dω dt

Ecuatia vitezei unghiulare este : ω=

dα dt

(5)

Ecuatia (1) se poate pune sub forma : di a 1 + ia = (u a − e) dt Ra L Ta = a este constanta de timp a circuitului indusului. Ra

Ta

unde

(1.a)

Ecuatia (2) scrisa sub forma :

dΦ e = u e − Re i e dt

(2.a)

reprezinta ecuatia diferentiala a unui element de integrare (integrator). Ecuatiile (1.a), (2.a), (3), (4), (5) descriu comportarea dinamica a motorului de curent continuu cu excitatie separata. Schema structurula sau schema bloc corespunzatoare acestor ecuatii diferentialee cuplate este ilustrata in figura 3. Fig. 3. Schema bloc a motorului de curent continuu cu excitatie

separata (marimi absolute). Marimile variabile care apar in schema bloc din figura 3 au diferite dimensiuni. Pastrarea neschimbata a acestor marimi ar complica calculul prin relatii dimensionale complicate. Din aceasta cauza se obisnuieste ca toate marimile sa se raporteze, adica sa devina marimi adimensionale.. Se ajunge astfel la sistem de unitati relative care usureaza calculele, in special cele efectuate pe calculator. 6

Fig. 4. Schema bloc a motorului de curent continuu cu excitatie separata (marimi relative) 3. Caracteristici mecanice stationare la comanda pe indus La comanda pe indus fluxul de excitatie se mentine constant, la valoarea nominala (Φe = ΦeN) si se modifica tensiunea de alimentare ua. Pentru Φe = ΦeN, Φ e∗ =

Φe ; dispar atfel ambele semne de Φ eN

multiplicare din schemele bloc. ω* = ua* - ms* ia* = ms* Caracteristicile mecanice ω* (ms*) reprezinta o familie de drepte, parelele cu caracteriastica mecanica naturala ( u a* =

u a* =

ua = 1 )avand drept parametru ua N

ua ua N

(figura 5.a). Caracteristicile sunt valabile in toate cele patru cadrane, deci exista pisibilitatea unei reversari continue a turatiei si cuplului. Caracteristicile mecanice obtinute prin variatia tensiunii de alimentare se numesc carecteristici mecanice artificiale de tensiune. Deoarece tensiunea aplicata indusului ua este

7

u

a raportata la valoarea sa nominala, ne intereseaza numai domeniul − 1 ≤ u ≤ 1 aN

; la depasirea importanta a acestui domeniu se inrautateste comutatia (apar mai intai scantei la perii si apoi, posibil, foc la colector). Curentul prin indus (figura 5.b) este proportional cu cuplul, iar tensiunea indusului nu are nici o influenta. Cuplul este raportat la cuplul de pornire pe caracteristica mecanica naturala m0 (la motoarele mari m0 = (8...10)mN). De aceea domeniul de functionare normal este − 0,2 ≤

m ≤ 0,2 . m0

b) a) Fig. 5. Comanda pe indus: a) caracteristici mecanice artificiale de tensiune b) caracteristica ia* (ms*) In afara acestui domeniu, datorita reactiei indusului Φe(ia), caracteristicile mecanice prezentate sunt numai partial valabile; de asemenea apar probleme de comutatie. Deoarece cuplul electromagnetic m respectiv cuplul de sarcina m a este raportat la valoarea cuplului de pornire, pe caracteristica mecanica naturala m 0 caracteristicile mecanice stationare la comanda pe indus (figura 5.a) apar mai inclinate decat cele reprezentate in marimi absolute si intalnite frecvent in lucrari de specialitate. La flux de excitatie constant Φe = ΦeN modificarea tensiunii indusului produce o deplasare paralela a caracteristicilor mecanice in timp ce caracteristica curent-cuplu ramane constanta. Acest lucru apare deosebit de avantajos la actionarile electrice reglabile, deoarece parametrii circuitului de reglare ramain neschimbati; avem de-a face cu un element liniar. 8

4. Reglarea turatiei motoarelor de curent continuu In practica, alegerea unei actionari de curent continuu este determinata in mod obisnuit de posibilitatea obtinerii unui domeniu larg de variatie a turatiei, domeniu impus de procesul tehnologic. Pentru a se obtine insa comportarea de functionare dorita, la perturbatii ale retelei. de alimentare si ale sarcinii mecanice, actionarea trebuie sa fie automatizata. Pe de alta parte, indusul motoarelor mari prezinta o rezistenta mica si in momentul pornirii la tensiunea nominala rezulta prin indus un curent foarte mare. In functionarea stationara nu se intalneste asemenea situatie, deoarece curentul este determinat de diferenta dintre tensiunea aplicata indusului si. tensiunea electromotoare indusa. In regim nestationar este posibil ca, datorita unei schimbari prea rapide a tensiunii sau turatiei, sa spara un curent nepermis de mare. De aceea, pentru protejarea motorului, a sursei de alimentare, si a sarcinii mecanice se prevede o limitare rapida a curentului prin indus si deci a cuplului electromagnetic dezvoltat de motor.

Fig.6 Schema de principiu a unei actionari de curent continuu reglabile 5. Reglarea turatiei prin comanda pe indus Pentru a se micsora supracurentul prin indus si pentru a proteja motorul, fluxul de excitatie trebuie mentinut la valoarea nominala. In figura 7 s-a reprezentat circuitul indusului motorului si sursa de alimentare a indusului (elementul de executie). S-a notat cu e a 9

tensiunea sursei de alimentare a indusului, comandata prin. xa, tensiune care, datorita impedantei interne (Ri, Li), nu corespunde cu tensiunea ua aplicata la bornele motorului. Impedanta interna a elementului de executie trebuie luata de asemenea in considerare la definirea marimilor de referinta. ia 0 =

u aN Ra + Ri

L +L

a i si Ta = R + R a i

Fig.7 Schema echivalenta a indusului motorului si a elementului de executie

Fig. 8. Schema bloc a sistemului motor de curent continua cu excitatie separata – element de executie Pentru sursa de tensiune comandata a indusului s-a considerat un element inertial de ordinul intai (cu amplificarea ksa si constanta de timp Tsa). Valoarea constantei de timp Tsa la un redresor comandat are valoarea de (1...5)ms. Constanta de timp a indusului T a are in mod obisnuit valori cuprinse intre 10 si 100 ms; ea este determinata de impedanta circuitului indusului considerand o eventuala bobina de netezire, care la alimentarea de la redresoare este necesara pentru micsorarea ondulatiei curentului. Constanta, de timp Tmk se refera la momentul de inertie total al actionarii raportat la arborele motorului; ea poate varia de la ordinul 10

milisecundelor la cateva secunde. Pentru reglarea turatiei cu limitarea curentului prin indus, cel mai potrivit principiu de reglare este procedeul reglarii in cascada. Reglarea in cascada are cateva insusiri importante: - permite, pe langa reglarea marimii principale (in cazul de fata turatia), limitarea marimilor auxiliare (de exemplu curentul prin indus); - fractioneaza functia de transfer a elementului de executie si procesului in portiuni, astfel incat fiecarui regulator i se repartizeaza una sau cel mult doua constante de timp importante, ceea ce face ca optimizarea se se poata realiza un regulator PID sau cu variante mai simple ale acestuia; - permite o simetrizare a operatiilor de acordare optimala a regulatoarelor Pentru schema bloc a motorului se pot scrie ecuatiile:

d a* i Ta + ia* = ea* − e* dt

(6)

e* = n*

Tm k

(7)

d n* = m* − ms* dt

(8)

ia* = m* (9) Pe baza ecuatiilor de mai sus cu notatiile: Ea(s) = L{ea*} ; N(s) = L{n*} rezulta schema bloc a motorului reprezentata in figura 9. Fig. 9. Schema bloc a motorului de curent continuu cu excitatie separata: (reprezentarea prin functii de transfer) Utilizand calculul operational ecuatiile (6)…(9) devin: Ia(s)(1+sTa) = Ea(s) – E(s) E(s) = N(s) sTmkN(s) = M(s) – Ms(s) Ia(s) = M(s)

11

(6.a) (7.a) (8.a) (9.a)

Pentru functionarea in gol schema bloc reprezentata in figura 9 se simplifica asa cum se arata in figura 10. considerand cazul general, prezentat mai inainte, rezulta schema bloc in structura lant dorita

(figura 11.a) Fig. 10. Schema bloc a motorului de curent continuu cu excitatie separata pentru Ms(s)=0

a) b) Fig. 11. Schema in lant a motorului de curent continuu cu excitatie separata pentru Ms (s) = 0 Conform figurii 11.a functiile de transfer pe parti sunt: 1 I a (s) 1 + sT a sT mk = = 1 1 E a (s) 1 + sT mk + s 2Ta Tmk 1+ sT a sT mk

(10) N ( s) 1 = I a ( s ) sT mk

(11) Schema. bloc corespunzatoare ecuatiilor (10) si (11) este reprezentata in figura 11.b. Trebuie observat ca aceleasi functii de transfer (10) si (11) se obtin si analitic din ecuatiile (6.a)...(9. a). Din relatiile (6.a)...(9.a) rezulta : 12

M s ( s ) 1 + sTmk + s 2Ta Tmk X i ( s) = E a ( s) + = I a ( s) sTmk sTmk

(12) Schema bloc in lant corespunzatoare ecuatiei (12) este reprezentata in figura 12. Pe baza acestor rezultate, trecand din nou la reprezentarea prin functii tranzitorii, rezulta schema bloc a sistemului motor — element de executie (figura 13). In aceasta situatie reactia din bucla (figura 8) dispare. Se observa ca, cuplul de sarcina ms actioneaza in doua locuri. Marimile care nu au fost marcate nu au nici un sens fizic. Partea de reglare cuprinsa intre e a* si ia* (figura 13) poate fi descrisa prin functia de transfer: I a ( s) sTmk = E a ( s ) 1 + sTmk + s 2Ta Tmk

Trebuie observat ca efectul de diferentiere este urmarea compensarilor tensiunilor ea si e la mersul in got. Polinomul de la numitor poate prezenta poli reali sau complecsi conjugati.

Fig. 12. Schema bloc in lant a motorului de c.c. cu excitatie separata pentru Ms(s)≠ 0

Fig. 13. Schema bloc in lant a sistemului motor de c.c. cu excitatie separate element de executie (reprezentare prin functii tranzitorii) pentru Ms(s) ≠ 0 Potrivit principiului reglarii in cascada, marimea care trebuie limitata este mentinuta sub control printr-un circuit de reglare interior. In. figura 14 este prezentata dispunerea acestui circuit. Valoarea reala a curentului este sesizata printr-un. traductor si este supusa unei neteziri. In cele mai multe cazuri o constanta de timp TT de 5 ms este suficienta.

13

Fig. 14. Dispunerea circuitului de reglare a curentului la un sistem de actionare motor de c.c. cu excitatie separata – element de executie. Daca se foloseste un redresor comandat ca element de executie, ca regulator al curentului este suficient un regulator PI. Schemele de reglare a actionarilor electrice trebuie sa permita si pornirea automata a motorului. Pentru a alimenta cu curent constant un motor care porneste in gol – din cauza turatiei care creste liniar in timp – este necesara o tensiune crescatoare. Dar o asemenea marime de iesire variabila in timp pretinde la un regulator simplu integral o abatere de reglare. In cazurile practice nu deranjeaza faptul ca circuitul de reglare a curentului prezinta o eroare de reglare interior. Dimensionarea regulatorului curentului se realizeaza conform procedeelor obisnuite din tehnica regarii. Pentru acordarea optima a regulatorului curentului se utilizeaza varianta Kessler a criteriului modulului. Circuitul de reglare a curentului, astfel dimensionat, se introduce (figura 15) in circuitul supraordonat de reglare a turatiei; in ipoteza unei bune amortizari in circuitul de reglare a curentului sa se aproximeze printr-un element inertial de ordinul intai avand constanta de timp Ti si factorul de amplificare ki (figura 15).

Constanta de timp Ti va fi: Ti = 2T i = 2(Tsa +TT ) ∑

(13)

Iar factorul de amplificare

14

ki =

ia max U sat

(14)

Unde : ia max – valoarea limita a curentului prin indus Usat – tensiunea de saturatie a regulatorului precedent (regulatorul turatiei)

Fig. 15. Dispunerea circuitului de reglare a turatiei la un sistem de actionare motor c.c. cu excitatie separata– element de executie Pentru circuitul de reglare a turatiei se ia de asemenea in considerare un regulator PI. Rezu1ta astfel functia de transfer a circuitului deschis (figura 15). Yn ( s ) ≅ k Rn

1 + sTin k i 1 sTin 1 + sTi sT mk

(15)

Acordarea optima a regulatorului, adica determinarea parametrilor kRn si Tin, se efectueaza conform criteriului simetriei. In figura 15 regulatorul turatie, este prevazut cu o reactie neliniara; aceasta impiedica cresterea valorii impuse a curentului iai* peste valoarea limita ±ia max* (figura 16). In acest fel se protejeaza instalatia de alimentare impotriva supraincarcarii. Limitarea valorii impuse a curentului permite de asemenea sa se dea o variatie oarecare valorii impuse a turatiei. Curentul nominal rotoric se calculeaza astfel: IN =

PN 10 ⋅ 10 3 = = 33 A ηU n 0,75 ⋅ 400

(16)

Iar curentul maxim este dat de relatia urmatoare : (17)

Ilim = 1.8∙IN = 1.8∙33 = 59,4 A

15

Daca se admite caderea de tensiune pe bobina de filtraj a circuitului cu redresare in momentul pornirii egala cu 30V, rezulta rezistenta : ∆U b 30 = = 0.50 Ω I lim 59 .4

Rb =

(18)

Rezistenta rotorica se calculeaza astfel : Rr = 0,055

UN 400 = 0,055 = 0,66Ω IN 33

(19)

Inductanta indusului motorului fara infasurarea de compensare este : 5,6 ⋅ U N 5,6 ⋅ 400 = = 35,7 mH n ⋅ p ⋅ I N 1900 ⋅ 1 ⋅ 33

Lr =

(20)

Inductanta bobinei de filtraj se alege astfel ancat sa nu existe regim de curent intrerupt la unghiuri de comanda intre 0 si 900 in regim de mers in gol. Se alege o valoare de Lb = 100mH. Rezulta urmatoarele : L = Lr + Lb = 35 ,7 + 100 = 135,7 mH (21a) R = Rr + Rb = 0,66 + 0,50 =1,16 Ω (21b) Constanta de timp a indusului: T =

L 135,7 ⋅10 −3 = = 116 ,9ms R 1,16

(22)

Constanta electromecanica : Tm =

GD 2 R 375 ( K e ⋅ e)( K m ⋅ e)

In care : K e ⋅ e = Km ⋅e =

u a − Rr ⋅ i 400 − 0,66 ⋅ 33 V = = 0,19 n 1900 rot / min

K e ⋅ e 0,19 Kg ⋅ m = = 0,184 1,03 1,03 A

GD 2 = GD r2 + GD S2 = 2,1 + 1,5 = 3,6m 2

Deci :

Tm =

3,6 1,16 = 318 ms 375 0,19 ⋅ 0,184

(23) (24) (25) (26)

Alegerea si dimensionarea traductoarelor de masura si a elementului de executie. Pentru masurarea curentului rotoric se foloseste un sunt al carui factor de transfer se calculeaza cu relatia : K ri =

U etrad U sunt V = 0,075 U itrad I sunt A

(27)

Filtrarea armonicilor de tensiune ale traductorului impune utilizarea unei intarzieri data printr-o constanta de timp Tri=2,5 ms. Functia de transfer a circuitului de masurare a curentului rezulta : 16

G ri ( s ) =

K ri 0,075 = Tri + 1 1 + 0,0025 s

(28)

Masurarea turatiei se face printr-un tahogenerator a carui functie de K

0,1

TG transfer are forma : Grn ( s ) = 1 + T ⋅ s = 1 + 0.01 ⋅ s rn

(29)

Pentru datele impuse prin tema de proiectare trebuie dimensionate : transformatorul de alimentare, tiristoarele din puntea redresoare, bobina de filtraj si circuitele de protectie la supracurenti si supratensiuni. In cele ce urmeaza se considera puntea redresoare ca un element cu timp mort, descrisa astfel : H p (s) = K p ⋅ e τp =

−τ p ⋅s

unde,

1 1 1 = 2,5ms 2 p 33 ,3

(30)

1,35 ⋅180 ⋅ 3,14 V = 4,239 180 grad

(31)

Kp =

Dispozitivul de comanda pe grila se considera ca element neinertial si este caracterizat : H DG = H DCG =

180 grad = 11,25 16 V

(32)

Daca aproximam elementul cu timp mort cu un element de intarziere de ordinul intai atunci obtinem : e Sτ p ≅ (1 + sτ p ) (33) Functia de transfer a partii fixate este : H f 1 ( s ) = K DCG ⋅

Kp 1 + sτ p

⋅

K ri Tm ⋅ s 1 ⋅ ⋅ Tri ⋅ s + 1 Rr ( Tm ⋅ s + 1)( T ⋅ s + 1)

(34)

Rezulta : H f 1 ( s) =

5.08 0.259 ⋅ s ⋅ (1 + 0.0025 ⋅ s )(1 + 0.0025 ⋅ s ) (1 + 0.259 ⋅ s )(1 + 0.090 ⋅ s )

(35) Functia de transfer a partii fixate care are ca intrare curentul rotoric iar ca iesire turatia la axul motorului este : H f 2 ( s) =

K TG R 1 0.1 1.184 1 ⋅ ⋅ ⇒ H f 2 ( s) = ⋅ ⋅ 1 + Tm ⋅ s K e ⋅ e Tm ⋅ s 1 + 0,259 ⋅ s 0.21 0,259 ⋅ s

H f 2 ( s) =

0.1184 2.180 = 0,0543 ⋅ (1 + 0.259 ⋅ s ) ⋅ s (1 + 0.259 ⋅ s ) ⋅ s

17

(36) (37)

5.1 Alegerea si acordarea regulatoarelor Functia de transfer Hf1(s) se poate scrie evidentiind constantele parazite TΣ=2.5+2.5=ms si tinand seama ca Tm>2 TΣ Kf

H f 1 ( s) =

( TΣ ⋅ s + 1) (T f

⋅ s + 1)

=

3.02 ( 0.005 ⋅ s + 1)( 0.089 ⋅ s + 1)

(38)

Unde : K f = K DCG ⋅ K p ⋅ K ri ⋅

1 1 = 11 .25 ⋅ 4.239 ⋅ 0.075 ⋅ = 3.02 R 1.184

(38b)

Tf = 89 ms H ri ( s ) =

(38a)

 0.089 1   = K r 1 + 2 ⋅ 3.6 ⋅ TΣ ⋅ s  Ti ⋅ s 

(39)

Prin acordare rezulta: KR =

TR 0.089 = 2.947 2 ⋅ k f ⋅ TΣ 2 ⋅ 3.02 ⋅ 0.005

(40)

(41) Functia de transfer a sistemului deschis a buclei de reglare a curentului va fi: Ti = Tf = 0.089 s

H d 1 ( s ) = H Ri ⋅ H f 1 ( s ) =

1 2 ⋅ TΣ ⋅ s ⋅ ( TΣ ⋅ s + 1)

1 100 = 2 ⋅ 0.005 ⋅ ( 0.005 ⋅ s + 1) s ( 0.005 ⋅ s + 1)

H d1 ( s ) =

(42a) (42b)

Performantele realizate in cadrul acestei bucle de reglare sunt cele cunoscute, corespunzatoare acordarii regulatoarelor cu ajutorul variantei KESSLER: ε stationara = 0; σ % = 8%; t t = 8TΣ = 40 ms (43) H 01 ( s ) =

T ⋅ s + 1 1 Tri ⋅ s + 1 1 ⋅ ri ≅ ⋅ k ri k ri 2 ⋅ TΣ ⋅ s + 1 2 ⋅ T ⋅ s + 2 ⋅ TΣ ⋅ s + 1

H 01 ( s ) =

(45)

2 Σ

2

(44)

1 0.0025 ⋅ s + 1 ⋅ 0.075 0.01 ⋅ s + 1

Functia de transfer a partii fixate pentru reglarea turatie este: H 'f 2 ( s ) =

3.02 13 .33( 0.0025 ⋅ s + 1) ⋅ s (1 + 0.001 ⋅ s ) 0.01 ⋅ s + 1

18

(46)

TΣr = 0.01 + 0.01 − 0.0025 = 0.0175

(47)

Rezulta: H 'f 2 =

kf2 1 = 0.259 ( 0.0175 ⋅ s + 1) Tm ⋅ s( TΣr ⋅ s + 1)

(48)

Intrucat in functionarea regulatorului de turatie este esentiala comportarea la perturbatii a sistemului, se recomanda. alegerea regulatorului astfel incat sa se asigure eroarea nula la variatia treapta a perturbatiei C r . Pentru aceasta este necesar ca regulatorul turatiei sa fie de tip PI, iar acordarea sa se efectueze dupa criteriul simetriei, rezultand un pol de ordinul 2 in origine si deci eroarea stationara nula la rampa. Rezulta: H rn ( s ) =

 Tm ( 4 ⋅ TΣr ⋅ s + 1) 1   = k r 1 + 2 8 ⋅ TΣr ⋅ k f 2 ⋅ s  Ti ⋅ s 

Introducand valorile lui Tm,TΣr,kf2 rezulta: H rn ( s ) =

0.259 ( 4 ⋅ 0.0175 ⋅ s + 1) 0.07 ⋅ s + 1 = 11.36 ⋅ 2 s 8 ⋅ ( 0.0175 ) ⋅ s

6. Actionare reglabila cu convertor fare curenti de circulatie (comanda pe indus) La convertoarele fara curenti de circulatie cele doua convertoare componente sunt cuplate paralel in opozitie, sunt construite in acelasi mod si nu exista inductante de limitare a curentului in calea curentului de circulatie. Din aceasta cauza trebuie sa fim siguri, in orice moment, ca numai un convertor component primeste impulsuri de comanda si este in stare de conductie. In caz de deranjament, cand cele doua convertoare ar fi comandate in. acelasi timp, prin ambele convertoare trece un curent de scurtcircuit, curent care ar distruge tiristoarele. Protectia tiristoarelor trebuie preluata deci de sigurantele de pe ramuri si de pe linie. In figura 16 este indicata inchiderea curentului de scurtcircuit pentru un moment de defect oarecare. Notarea tiristoarelor corespunde figurii 16. Se observa ca la un deranjament curentii de circulatie trec direct prin convertoarele componente ocolind motorul de curent continuu.

19

Fig. 16. Producerea curentului de scurtcircuit. la un convertor paralel in opozitie fara curenti de circulatie, Functionarea sigura a schemelor fara curenti de circulatie este posibila deci numai printr-o instalatie de comutare automata care sa furnizeze impulsuri. convertorului activ si care sa decupleze. singur – printr-un impuls de blocare – convertorul paralel in opozitie. La schemele fara curenti de circulatie trebuie sa existe totdeauna o pauza lipsita de curent. Ea se situeaza intre o valoare minima, data de timpul de revenire a tiristoarelor utilizate, si o valoare maxima data de perioada tensiunii alternative a convertorului. Cei mai mici timpi de comutatie se pot atinge daca se prevede o instalatie de sesizare a duratei de conductie a tiristoarelor.

20

In figura 1.7 se indica principal o schema fara curenti de circulatie si instalatia de comutare automata pentru. reglarea turatiei unei actionari reversibile. Aceasta schema provine dintr-o schema de reglare normala completa cu instalatia de comutare automata a convertoarelor componente 4. Pentru ambele convertoare se prevede un regulator de curent comun 2 cu dispozitivele de comanda pe grila 3 corespunzatoare; 5 si 6 reprezinta intreruptoarele electronice, iar 7 instalatia de sesizare a duratei de conductie a tiristoarelor. Valoarea reala a curentului. se ia de pe partea de curent alternativ a convertoarelor prin redresorul 8. marimea reala ia a regulatorului de curent are in acest caz totdeauna acelasi semn. Din aceasta cauza la o schimbare a sensului curentului prin motor trebuie sa se prevada prin instalatia de comutare automata si o inversare a polaritatii tensiunii de iesire a regulatorului de turatie.

Fig. 7. Schema de principiu a unei actionari reversibile cu convertor fara curenti de circulatie

Bibliografie: “Automatizarea actionarilor electrice” – Universitatea Transilvania Brasov 21

1980 – Topa Iulian “Actinari electrice si automatizari” – Editura didactica si pedagogica Bucuresti 1980 – Topa Iulian “Elemente de executie electrice” – Editura Matrix Romania Bucuresti 2005 “Actinari electrice reglabile cu masini de curent contunuu” – Editura Matrix Romania Bucuresti 2005 “Teoria sistemelor” – Editura Matrix Romania Bucuresti 2005 – Dan Stefan

22