n a p ę d y i s t e r o w a n i e

w w w. e l e k t r o . i n f o . p l

n r 7 - 8 / 2 0 0 4

24

P

rzekształtniki energoelektronicz-
ne średniego napięcia (powyżej

1 kV) powoli stają się rzeczywistością
w aplikacjach krajowej gospodarki.
Wysoka cena jednostkowa tych urzą-
dzeń, brak krajowego serwisu dla nie-
których typów, niewielkie doświad-
czenie biur projektowych, dodatkowo
utrudniają ich szybsze wdrażanie. Naj-
szersze zastosowanie mogą znaleźć
przekształtniki do sterowania prędko-
ścią obrotową silników indukcyjnych
dużej mocy (powyżej 1 MW) i typowe
napięcia znamionowego 6 kV.

W „elektro.info” 2002 nr 8 przedsta-

wiono ogólne właściwości przekształt-
ników energoelektronicznych śred-
niego napięcia i ich pierwsze krajowe
aplikacje. Ogólnie należy stwierdzić, że
obecna sytuacja w tej dziedzinie tech-
niki napędu elektrycznego przypomi-
na początek lat 90. ubiegłego wieku,
kiedy to pierwsze przemienniki czę-
stotliwości niskiego napięcia wchodzi-
ły do powszechnych aplikacji w gospo-
darce krajowej.

W regulowanych układach napędo-

wych dużej mocy ocena energetycz-
nych parametrów ma podstawowe
znaczenie, gdyż oprócz względów tech-
nologicznych decyduje o zastosowaniu
praktycznym. Najbardziej wymiernymi
parametrami energetycznymi układów
napędowych są wielkości:

sprawność energetyczna (stosu-

nek mocy mechanicznej wyjścio-
wej silnika do mocy elektrycznej
zasilającej układ),

cosinus kąta przesunięcia pierw-

szej harmonicznej prądu wzglę-
dem napięcia (napięcie i prąd za-
silający w przypadku przebie-

gów sinusoidalnych równoważne
współczynnikowi mocy),

współczynnik zawartości wyż-

szych harmonicznych w prądzie
zasilającym (współczynnik ten
równa się zeru przy przebiegach
sinusoidalnych).
Jako wielkości trudno wymierne

rozpatruje się także właściwości eks-
ploatacyjne układu napędowego, takie
jak: łatwość współpracy z automatyką
technologiczną procesu, w którym na-
pęd pracuje, monitorowanie, dostęp-
ność serwisu fabrycznego, wymaga-
ną objętość pomieszczeń do instala-
cji, sposób chłodzenia, ciężar, itp.

W niniejszym artykule przedsta-

wione zostały podstawowe zasady
doboru przekształtników energo-
elektronicznych średniego napięcia
do sterowania prędkością obrotową
silników indukcyjnych dużej mocy,
stosując jako kryterium ocenę para-
metrów energetycznych.

podstawowe zależności

Wspomniane powyżej wymier-

ne najważniejsze parametry energe-
tyczne regulowanego układu napędo-
wego można opisać następującymi za-
leżnościami:

sprawność energetyczna:

(1)

η =

P

P

M

WE

gdzie:
P

M

– moc mechaniczna na wale sil-

nika,
P

WE

– moc elektryczna pobierana

przez układ napędowy z sieci zasi-
lającej.

Dla przebiegów sinusoidalnych

i symetrycznej sieci:

(2)

P

U I

WE

S S

S

= 3

cos

ϕ

gdzie:
U

S

, I

S

, cosj

S

– wartość skuteczna napię-

cia przewodowego, wartość skuteczna
prądu pobieranego z sieci, współczyn-
nik mocy (cosinus kąta przesunięcia
pomiędzy prądem i napięciem).

Dla przebiegów odkształconych

moc wejściowa wynosi:

(3)

P

U I

WE

fh fh

h

h

n

=

=

∑

3

1

cos

ϕ

gdzie:
U

fh

, I

fh

– wartości fazowe napięcia

i prądu h-tej harmonicznej,
j

h

– kąt przesunięcia pomiędzy napię-

ciem i prądem h-tej harmonicznej,
h – rząd harmonicznej,
n – numer ostatniej harmonicznej, do
której przeprowadzono sumowanie.

Zależność (3) dotyczy symetrycz-

nego zasilania i symetrycznego wej-
ścia układu napędowego.

współczynnik przesunięcia pierw-

szej harmonicznej prądu wejścio-
wego I

f1

względem pierwszej har-

monicznej napięcia U

f1

:

(4)

cos

cos ( , )

ϕ

1

1

1

=

U I

f

f

Można rozpatrywać przesunię-

cia wyższych harmonicznych prądu
i napięcia tego samego rzędu tak jak
to wynika z zależności (3), ale tylko
wyrażenie (4) daje informację o mocy

biernej porównywalnej z mocą bierną
przy przebiegach sinusoidalnych.

współczynnik zawartości wyż-
szych harmonicznych w prądzie
pobieranym z sieci zasilającej:

(5)

THDI

I

I

S

fh

h

n

f

=

=

∑

2

2

1

Wartości wyrażeń (1), (4), (5) moż-

na przedstawiać w procentach, przy
czym w skrajnym przypadku wyraże-
nie (5) może osiągać wartości większe
od 100%. Przykładem może być rezo-
nans prądu dla określonej harmonicz-
nej wyższego rzędu.

Należy zaznaczyć, że o ile sprawność

energetyczna i współczynniki zawarto-
ści harmonicznych mają jednoznaczną
i powszechnie przyjętą interpretację po-
miarową, to sama definicja mocy bier-
nej przy przebiegach odkształconych
jest trudna. Istnieje kilka definicji mocy
biernej dla przebiegów odkształconych
prądów i napięć, często mających dobrą
interpretację pomiarową, ale nie tłuma-
czących wszystkich zjawisk.

Dla przebiegów okresowych od-

kształconych wartość mocy czynnej
w jednej fazie można zmierzyć bez-
pośrednio z definicji:

(6)

P

T

u t

i t dt

f

f

T

=

∗

∫

1

0

( )

( )

gdzie:
u

f

(t), i

f

(t) – chwilowe wartości napię-

cia i prądu fazowego,
T – wartość okresu przebiegów.

Przyrząd rejestrujący oba przebie-

gi najczęściej przetwarza je na po-
stać cyfrową, mnoży wartości pró-

zasady doboru przekształtników

energoelektronicznych

średniego napięcia

do sterowania prędkością obrotową silników indukcyjnych dużej mocy

dr inż. Zbigniew Szulc - Politechnika Warszawska

w w w. e l e k t r o . i n f o . p l

n r 7 - 8 / 2 0 0 4

25

bek i uśrednia za okres T. Przy dosta-
tecznie dużej liczbie próbek wartości
chwilowych w okresie czasu T otrzy-
mać można wartość mocy czynnej
z dużą dokładnością. Pomiar THDI
nie nastręcza obecnie dużych trud-
ności, gdyż dostępne są analizatory
przebiegów odkształconych od pro-
stych aparatów do urządzeń reje-
strująco-obliczających różne wskaź-
niki i moce.

dotychczas stosowane

układy sterowania

Sterowanie prędkością obrotową

silnika indukcyjnego dużej mocy
i średniego napięcia (w Polsce naj-
częściej 6 kV) stosowane było do-
tychczas przy użyciu sprzęgła hydro-
kinetycznego lub w układzie kaska-
dowym. W przypadku sprzęgła hy-
drokinetycznego do mocy wyjścio-
wej 5 MW najczęściej używany jest
silnik indukcyjny klatkowy. Sterowa-
nie prędkością obrotową w układzie
kaskadowym wymaga silnika induk-
cyjnego pierścieniowego. Spotyka się
także w praktyce sterowanie prędko-
ścią obrotową silnika indukcyjnego
pierścieniowego przy użyciu rezysto-
rów wirnikowych, ale tylko w prze-
starzałych obiektach dawno niemo-

dernizowanych lub w napędach dźwi-
gowych małej mocy. Najczęściej rezy-
story wirnikowe wykorzystywane są
do rozruchu silnika pierścieniowego
stosowanego w przypadku, gdy wy-
magany jest duży moment rozrucho-
wy przy ograniczonym prądzie roz-
ruchowym.

Na rysunkach 1a, 1b i 1c zosta-

ły przedstawione wyniki pomia-
rów parametrów energetycznych
układu napędowego ze sprzęgłem
hydrokinetycznym napędzającym
pompę. Podobne charakterystyki,
ale dla układu kaskadowego napę-
dzającego wentylator zostały przed-
stawione na rysunkach 2a, 2b, 2c.
Dla obydwu układów zakres regula-
cji prędkości obrotowej był podob-
ny: od 0,6 n

N

do 0,97 n

N

, przy czym

n

N

– prędkość obrotowa znamiono-

wa silnika. Moc znamionowa silni-
ka napędzającego pompę wynosiła
1250 kW, a napięcie znamionowe –
6 kV. Dla napędu wentylatora moc
znamionowa silnika pierścienio-
wego wynosiła 1000 kW, a napięcie
znamionowe też 6 kV. W układzie
kaskadowym transformator prze-
kształtnikowy miał moc znamiono-
wą 630 kVA i posiadał dwa uzwoje-
nia wtórne (układ wejściowy prze-
kształtnika tyrystorowego dla sieci

stanowił obwód 12-pulsowy) o prze-
kładni 6 kV/2 x 230 V.

Niska wartość sprawności napędu

ze sprzęgłem hydrokinetycznym wy-
nika z zależności sprawności sprzę-
gła od prędkości obrotowej wyjścio-
wej (n

H

) określonej wyrażeniem:

(7)

η

H

H

s

n
n

=

−

1

gdzie:
n

S

– prędkość obrotowa silnika, któ-

rej wartość z dobrym przybliżeniem
wynosi n

S

»n

N

Współczynnik przesunięcia prądu

względem napięcia zasilającego silnik
osiąga niskie wartości przy prędko-
ściach n/n

N

< 0,7. Przyczyną jest fakt,

że moc na wale pompy zmienia się
w przybliżeniu z trzecią potęgą war-
tości prędkości obrotowych. Współ-
czynnik zawartości harmonicznych
prądu zasilającego napęd ze sprzę-
głem hydrokinetycznym osiąga war-
tości nieprzekraczające 2%. Teore-
tycznie wartość ta powinna wyno-
sić 0%. W rzeczywistości prąd zasila-
jący był odkształcony prawdopodob-
nie ze względu na odkształcony cha-
rakter napięcia zasilającego lub nieli-
niowości w obwodzie elektrycznym
i magnetycznym silnika.

Do napędu kaskadowego napędza-

jącego wentylator o mocy ok. 20 %
mniejszej od pompy napędzanej za
pomocą sprzęgła hydrokinetycznego
wartości sprawności są większe dla
prędkości poniżej 0,9 n

N

.

Współczynniki przesunięcia prą-

du względem napięcia obu napędów
są porównywalne dla niskich pręd-
kości (n < 0,7 n

N

), a dla dużych pręd-

kości większe wartości osiąga napęd
ze sprzęgłem hydrokinetycznym. Wy-
nika to z faktu, że przekształtnik ty-
rystorowy układu kaskadowego jest
sterowany fazowo. Również takie
sterowanie przekształtnika tyrysto-
rowego jest przyczyną dużych war-
tości współczynnika THDI układu
kaskadowego (powyżej 12%).

Oprócz sterowania prędkością ob-

rotową silników indukcyjnych dużej
mocy i średniego napięcia, pojawia
się często problem samego rozruchu.
Oprócz spadku napięcia podczas roz-
ruchu dużego silnika problemem jest
duży co do wartości moment przej-
ściowy o charakterze oscylacyjnym.
Najprostszym sposobem rozruchu
i najczęściej stosowanym jest bez-
pośrednie załączenie silnika do sieci
zasilającej. Na rysunkach 3a i 3b zo-
stały przedstawione przebiegi spad-
ku napięcia w sieci oraz prąd silni-

Rys. 1a Sprawność układu napędowego ze sprzęgłem

hydrokinetycznym

Rys. 1b Współczynnik przesunięcia prądu względem napię-

cia zasilających układ napędowy ze sprzęgłem hy-

drokinetycznym

Rys. 1c Współczynnik THDI prądu zasilającego układ

napędowy ze sprzęgłem hydrokinetycznym

Rys. 2a Sprawność układu kaskadowego napędzające-

go wentylator

Rys. 2b Współczynnik przesunięcia pierwszej harmonicz-

nej prądu względem napięcia w układzie kaska-

dowym napędzającym wentylator

Rys. 2c Współczynnik THDI prądu zasilającego kaska-

dowy układ napędowy wentylatora

n a p ę d y i s t e r o w a n i e

w w w. e l e k t r o . i n f o . p l

n r 7 - 8 / 2 0 0 4

26

ka (wartość maksymalna chwilo-
wa) w funkcji czasu dla silnika klat-
kowego o mocy 3,7 MW, 6 kV, napę-
dzającego młyn ścierający. Przebie-
gi te zostały wykonane na podsta-
wie pomiarów. Na rysunku 3c został
przedstawiony przebieg momentu
przejściowego (maksymalnych war-
tości) wartości w funkcji czasu wy-
konany na podstawie obliczeń kom-
puterowych.

Elementy półprzewodnikowe śred-

niego napięcia pozwalają wykonać
SOFT-START dla takiego silnika w po-
staci tyrystorowego regulatora napię-
cia umożliwiającego złagodzenia ujem-
nych skutków rozruchu dużego silni-
ka indukcyjnego klatkowego.

przykładowy dobór

przekształtników

średniego napięcia

Przykładowy dobór przekształtni-

ków zostanie przeprowadzony dla re-
gulowanego napędu pompy wody za-
silającej blok energetyczny w elektro-
ciepłowni oraz dla silnika napędzają-
cego wspomniany wyżej młyn ściera-
jący w celu poprawy ujemnych skut-
ków bezpośredniego rozruchu. Jako
wielkości wyjściowe do przeprowa-
dzenia tego doboru należy zastoso-
wać następujące parametry:

parametry silnika i jego obciąże-
nie na wale w zakresie regulowa-

nej prędkości obrotowej,

wymagany zakres regulowanej
prędkości obrotowej,

parametry zasilania układu na-
pędowego (wartość napięcia, do-
puszczalny spadek napięcia, moc
zwarciowa w punkcie przyłącze-
nia – S

Z

),

wymagane szybkości zmian pręd-
kości obrotowej,

moment bezwładności maszyny
roboczej na wale silnika.
Wielkości te charakteryzują się

konkretnymi wartościami lub zbio-
rem wartości występujących pod-
czas eksploatacji. Na tej podstawie
można obliczyć wymagane warto-
ści parametrów przyjęte jako kryte-
rium doboru.

W pierwszym przykładzie do pom-

py zasilającej typu Z (producent WaFa
Pomp) serii 15Z33 dobrano silnik klat-
kowy o mocy 1600 kW, 6 kV i pręd-
kości synchronicznej 3000 obr. / min.
Przewidywany zakres regulacji pręd-
kości obrotowej ma wynosić od
0,65 n

N

do n

N

, gdyż wtedy będą za-

chowane wymagane wartości para-
metrów technologicznych pompy.
Moc na wale silnika będzie się zmie-
niać od wartości ok. 0,23 P

N

do P

N

.

Jako pierwszy parametr energe-

tyczny rozpatrzono sprawność zasto-
sowanego układu napędowego. Stoso-
wane często w elektrowniach i elek-
trociepłowniach układy napędowe

ze sprzęgłem hydrokinetycznym zo-
stały odrzucone ze względu na małą
sprawność w dolnym zakresie pręd-
kości (dla 0,65 n

N

sprawność wyno-

siłaby dla układu napędowego 0,58)
oraz nie byłoby możliwe osiągnięcie
prędkości znamionowej (sprzęgło
hydrokinetyczne musi posiadać mi-
nimalny poślizg rzędu 2,5 % wynikają-
cy z jego zasady działania). Układ na-
pędowy z silnikiem pierścieniowym
(kaskadowy układ napędowy) został
wykluczony z rozważań ze względu
na właściwości eksploatacyjne silnika
(szczotki, pierścienie ślizgowe, częste
remonty) i dużą wartość współczyn-
nika THDI (nie mniejszy niż 15 %).

Do rozważań wzięto pod uwagę

przemienniki częstotliwości śred-
niego napięcia (PSN) gdyż należa-
ło rozpatrzyć możliwość dalszego
użytkowania kilkunastoletniego sil-
nika z typową izolacją bez izolowa-
nych łożysk. Z tych względów możli-
we było zastosowanie PSN tylko o si-
nusoidalnym regulowanym napięciu
wyjściowym.

Układ napędowy ma być zasila-

ny z sieci o mocy zwarciowej 120
MVA i

nie przewiduje się kompen-

sacji mocy biernej i filtrów wyższych
harmonicznych. W związku z powyż-
szymi założeniami wybrano PSN o
wielopulsowej strukturze obwodu
wejściowego (36-pulsowy) i wielo-
poziomowym (kilkunastopoziomo-

wym) kształtowaniu napięcia o ma-
łej zawartości wyższych harmonicz-
nych (ok. 5%). Na podstawie para-
metrów dostarczanych przez produ-
centa tego urządzenia można było
przeprowadzić obliczenia kompu-
terowe.

Proponowany układ napędo-

wy z wybranym PSN nie umożli-
wia hamowania elektrycznego i
należało rozwiązać równanie opi-
sujące stan dynamiczny przejścia
z jednej wartości zadanej na dru-
gą. Przejście dotyczyło zadawania
mniejszej prędkości (niż aktual-
na), gdyż układ napędowy wtedy
tylko hamuje wybiegiem (momen-
tem oporowym pompy). Za pomocą
obliczeń komputerowych i stosując
założenia upraszczające (linearyza-
cja momentu obciążenia) rozwiązy-
wano równanie:

(8)

M

M

J

d

dt

s

P

c

−

=

Ω

gdzie:
M

S

– moment silnika sterowane-

go z PSN,
M

P

– moment oporowy pompy,

J

C

– moment bezwładności całkowity

na wale silnika.
Obliczony czas przejścia był mniej-
szy od 2 s, co zupełnie wystarczyło
ze względu na procesy technologicz-
ne obiektu.

n/n

N

0,65

0,7

0,8

0,9

1,0

h [%]

87,5

89,5

91,1

91,5

92,0

THDI [%]

6,32

5,95

5,16

5,05

4,85

cosj

1

[-]

0,91

0,92

0,92

0,94

0,95

Tab. 1 Wartości parametrów energetycznych regulowanego układu napędowego pom-

py wody zasilającej

t [s]

1

3

5

10

15

20

THDI [%]

11,9

11,1

11,0

11,0

11,0

2,5

DM/M

N

[-]

0,25

0,37

0,51

0,25

0,12

0,05

DU [%]

6,5

6,5

6,5

6,5

6,5

1,5

Tab. 2 Parametry energetyczne podczas rozruchu silnika 3,7 MW, 6 kV z zastosowaniem

tyrystorowej regulacji napięcia typu SOFT-START

Rys. 3a Przebieg spadku napięcia w sieci 6 kV zasilają-

cej silnik o mocy 3,7 MW podczas jego bezpo-

średniego rozruchu

Rys. 3b Przebieg maksymalnych wartości prądu silnika

o mocy 3,7 MW podczas jego bezpośredniego

rozruchu. Prąd znamionowy silnika I

N

= 417 A

Rys. 3c Przebieg oscylacyjny momentu rozruchowego

(wartość maksymalna odniesiona do znamiono-

wej wartości momentu silnika 3,7 MW podczas

jego bezpośredniego rozruchu)

w w w. e l e k t r o . i n f o . p l

n r 7 - 8 / 2 0 0 4

27

W celu obliczenia sprawności ener-

getycznej napędu regulowanego pom-
py oraz współczynnika przesunięcia
pierwszej harmonicznej prądu wzglę-
dem napięcia (prąd i napięcie zasila-
jące) i współczynnika wyższych har-
monicznych w prądzie zasilającym
zidentyfikowano wartości parame-
trów opisujących silnik napędowy,
PSN oraz sieć zasilającą. Wyniki obli-
czeń w funkcji wymaganego zakresu
regulacji prędkości obrotowej zosta-
ły przedstawione w tabeli 1.

Na podstawie wyników obliczeń

zawartych w tabeli 1 można stwier-
dzić, że dobrany PSN spełnił wymaga-
ne założenia i układ napędowy pom-
py zasilającej, sterując prędkością
obrotową, posiada wysoką wartość
sprawności energetycznej (h > 87 %),
w niewielki sposób oddziałuje na sieć
zasilającą (THDI < 6,3 %) oraz nie wy-
maga dodatkowej kompensacji mocy
biernej (cosj

1

> 0,91). Drugi przykład

dotyczy doboru urządzenia tyrystoro-
wego typu SOFT-START. Jako rozpa-
trywany napęd wzięto wspomniany
już układ z silnikiem 3,7 MW, 6 kV.
W obliczeniach wykorzystano dokład-
ne dane silnika i maszyny roboczej,
gdyż autor dysponował wynikami ba-
dań rozruchu tego silnika. Na tej pod-
stawie i znajomości parametrów sieci
zasilającej określono możliwy do osią-
gnięcia prąd rozruchowy ograniczany
przez SOFT-START. Wartość tego prą-
du wynosi 2 I

N

(dwie wartości prądu

znamionowego silnika).

Na tej podstawie obliczono przebie-

gi zmian współczynnika THDI prądu
pobieranego z sieci podczas rozruchu,
wartości maksymalne (DM) momen-
tów oscylacyjnych oraz spadek napię-
cia w rozdzielni głównej (DU), z której
był zasilany silnik. Wyniki tych obli-
czeń zestawiono w tabeli 2 w funkcji
czasu rozruchu. Czas rozruchu uległ
wydłużeniu, gdyż jest to wynikiem
ograniczenia nie tylko prądu, ale też
i momentu silnika.

Duża wartość THDI wynika z zasa-

dy działania SOFT-STARTU i dla ma-
łych silników rzędu kilkudziesięciu
kW jest znacznie większa. Silniki du-
żej mocy posiadają większą wartość

stosunku X

s

/(R

S

+ R

R

) – reaktancja

rozproszenia do rezystancji stojana
i wirnika – co powoduje wygładza-
nie prądu rozruchowego. Wydłuże-
nie czasu rozruchu w tym przypad-
ku jest dopuszczalne przez względy
technologiczne. Zastosowanie SOFT-
STARTU ograniczyło znacznie pulsu-
jący moment rozruchowy oraz, co naj-
ważniejsze, kilkakrotnie ograniczyło
spadek napięcia w sieci zasilającej.

podsumowanie

Przedstawione powyżej zasady

doboru przekształtników energo-
elektronicznych zostały przedsta-
wione skrótowo ze względu na ob-
szerny zakres zagadnienia. Ograni-
czono się do dwóch przykładów naj-
częściej występujących w praktyce.
Na podstawie tych rozważań moż-
na stwierdzić:

zastosowanie przekształtników

energoelektronicznych do silni-
ków indukcyjnych dużej mocy
i średniego napięcia stwarza
nowe duże możliwości eksploata-
cyjne,

parametry energetyczne takich

regulowanych układów napędo-
wych pozwalają uzasadnić eko-
nomiczne korzyści ich stosowa-
nia (oszczędność energii, ograni-
czanie mocy biernej, małe oddzia-
ływanie na sieć zasilającą),

zastosowanie przekształtników

energoelektronicznych do silni-
ków dużej mocy i średniego na-
pięcia wymaga dobrej znajomo-
ści teoretycznej i praktycznej tych
urządzeń oraz obliczeń kompute-
rowych zjawisk związanych z ich
eksploatacją,

w krajowym przemyśle pracu-

je kilka takich układów napędo-
wych spełniając wymagania sta-
wiane na etapie projektowania.
Przykłady opisane w niniejszym

artykule są bardzo zbliżone co do
wartości parametrów występujących
w układach, które są już uruchomio-
ne i obecnie badane przez autora.
Wstępne wyniki pomiarów pokry-
wają się z wynikami obliczeń.