CC BY
22
ВЕСТНИК*!
ГОСУДАРСТВЕННОГО УНИВЕРСИТЕТА ......^
МОРСКОГО И РЕЧНОГО ФЛОТА ИМЕНИ АДМИРАЛА С. О. МАКАРОВА,
ЭЛЕКТРОТЕХНИЧЕСКИЕ КОМПЛЕКСЫ
И СИСТЕМЫ
DOI: 10.21821/2309-5180-2021-13-3-419-429
ALGORITHM FOR ASYNCHRONOUS ELECTRIC DRIVE VECTOR CONTROL WITH ROTOR RESISTANCE ESTIMATION
V. F. Samosejko1, V. O. Guskov2
1 — Admiral Makarov State University of Maritime and Inland Shipping, St. Petersburg, Russian Federation
2 — Electrosila Plant — branch of PJSC "Power machines", St. Petersburg, Russian Federation
To implement the vector control by the asynchronous motor, it is necessary to have information about the resistance of the rotor winding, which can be significantly changed during the operation of the engine. The main reason for changing the resistance of the electrical machine windings is their heating. In addition, a priori information about the resistance of the rotor is unreliable. An error in estimating the impedance of the rotor winding leads to a decrease in the quality of control. Reducing the quality of the control consists in changing the value of the electromagnetic moment and reducing the speed control range. To solve this problem, an algorithm for identifying the impedance of rotary winding of the asynchronous motor, which allows to assess it, without resorting to complex algorithms and calculations. The basis for the implementation of the proposed algorithm is a modified vector control that uses special differential equations of the vector control. The presence of discrepancy in stationary vector control equations indicates errors in a priori resistance assessment. The special differential equations of stress residuals, which allow dynamically adjusting a priori information about the rotor resistance, as well as taking into account its temperature fluctuations during operation, are proposed in the paper. To implement this algorithm, it is necessary to obtain information about the currents occurring in the phase windings of the stator and the speed of rotation of the asynchronous motor rotor. A computer modeling, confirming the performance of the algorithm presented is completed in the paper. The rendered algorithm for estimating the rotor resistance is fairly simple in implementation and does not require large computational costs, which highlights it among other well-known algorithms. This algorithm is recommended for use in vector systems of asynchronous engines management, including powerful propulsion motors on the water transport facilities.
Keywords: asynchronous motor, vector control, evaluation of rotor winding resistance.
For citation:
Samoseiko, Veniamin F., and Vladimir O. Guskov. "Algorithm for asynchronous electric drive vector control with rotor resistance estimation." Vestnik Gosudarstvennogo universiteta morskogo i rechnogo flota imeni admirala S. O. Makarova 13.3 (2021): 419-429. DOI: 10.21821/2309-5180-2021-13-3-419-429.
УДК 621.3.072.6
АЛГОРИТМ ВЕКТОРНОГО УПРАВЛЕНИЯ АСИНХРОННЫМ ЭЛЕКТРОПРИВОДОМ С ОЦЕНКОЙ СОПРОТИВЛЕНИЯ РОТОРА
В. Ф. Самосейко1, В. О. Гуськов2
1 — ФГБОУ ВО «ГУМРФ имени адмирала С. О. Макарова», Санкт-Петербург, Российская Федерация
2 — Завод «Электросила» — филиал АО «Силовые машины», Санкт-Петербург, Российская Федерация
В представленной работе отмечается необходимость наличия для реализации векторного управления асинхронным двигателем информации о сопротивлении роторной обмотки, которая может существенно изменяться в процессе его эксплуатации. Подчеркивается, что основной причиной изменения сопротивлений обмоток электрической машины является их нагрев. Обращается внимание на то, что априорная
ЛВЕСТНИК
............ГОСУДАРСТВЕННОГО УНИВЕРСИТЕТА
Х^ОРСКОГО И РЕЧНОГО ФЛОТА ИМЕНИ АДМИРАЛА С. О. МАКАРОВА
информация о сопротивлениях ротора, как правило, недостоверна, а также, что ошибка в оценке значения сопротивления роторной обмотки ведет к снижению качества управления, состоящего в изменении значения электромагнитного момента и снижении диапазона регулирования скорости. Для решения данной проблемы в работе рассмотрен алгоритм идентификации сопротивления роторной обмотки асинхронного двигателя, позволяющий выполнять его оценку, не прибегая к сложным алгоритмам и вычислениям. Основой для реализации предлагаемого алгоритма служит модифицированное векторное управление, использующее специальные дифференциальные уравнения векторного управления. Отмечается, что наличие невязок в стационарных уравнениях напряжений векторного управления свидетельствует об ошибках в априорной оценке сопротивления. В работе предложены специальные дифференциальные уравнения невязок напряжений, позволяющие динамически корректировать априорную информацию о сопротивлении ротора, а также учитывать его температурные колебания в процессе эксплуатации. Для реализации данного алгоритма необходимо получать информацию о токах, протекающих в фазных обмотках статора и скорости вращения ротора асинхронного двигателя. В работе выполнено компьютерное моделирование, подтверждающее работоспособность представленного алгоритма. Данный алгоритм оценки сопротивления ротора достаточно прост в реализации и не требует больших вычислительных ресурсов, что выделяет его среди других. Предложенный алгоритм рекомендуется для применения в векторных системах управления асинхронными двигателями, в том числе мощными гребными двигателями на объектах водного транспорта.
Ключевые слова: асинхронный двигатель, векторное управление, оценка сопротивления обмотки ротора.
Для цитирования:
Самосейко В. Ф. Алгоритм векторного управления асинхронным электроприводом с оценкой сопротивления ротора / В. Ф. Самосейко, В. О. Гуськов // Вестник Государственного университета морского и речного флота имени адмирала С. О. Макарова. — 2021. — Т. 13. — № 3. — С. 419-429. DOI: 10.21821/2309-5180-2021-13-3-419-429.
Введение (Introduction)
В настоящее время электродвижение широко применяется на всех видах транспорта, включая водный. Отличительными особенностями применения электродвижения на водном транспорте являются низкая скорость вращения и большая мощность, достигающая десятков мегаватт. Наиболее широкое распространение на судах получили асинхронные электродвигатели с короткозамкнутым ротором (далее АД). Так, мощность гребного АД на ледоколе «Арктика» составляет 20 мВт. Мощность гребного электродвигателя на проектируемых судах достигает 30 МВт и более. Управление такими двигателями осуществляется посредством электрических преобразователей энергии [1] на базе силовой электроники. Данные преобразователи позволяют управлять подводимой к электродвигателю энергией по заданному закону, реализуя различные способы управления. Очевидно, что к управлению мощными АД предъявляются повышенные требования. Частотное регулирование является наиболее совершенным способом управления АД, которое можно подразделить на следующие виды: скалярное, прямое управление моментом и векторное. Ранее указанные способы управления хорошо освещены в отечественной и зарубежной литературе.
Скалярное управление АД [2] достаточно просто реализуется и не требует использования информации о параметрах электродвигателя. Однако такой метод управления не позволяет реализовать качественное управление динамикой электромагнитных процессов. Поэтому он неприемлем для управления АД большой мощности, которые испытывают на себе большие возмущающие воз-£ действия со стороны момента сопротивления гребного винта, работающего в сложных ледовых § условиях. Прямое управление моментом [3] встроено в алгоритм векторной ШИМ инвертора преобразователя частоты и основано на выборе одного из базовых векторов управления инвертором. Достоинством этого метода является простота реализации алгоритма управления, недостатком — пульсации электромагнитного момента АД, которые приводят к увеличению энергопотребления и акустического шума. Указанные недостатки препятствуют его применению в процессе управления мощными гребными АД.
Векторное управление [4] существенно повышает качество динамических процессов, позволяя синтезировать статические характеристики АД, которые являются аналогичными для машин
со
г
со
ВЕСТНИК«
ГОСУДАРСТВЕННОГО УНИВЕРСИТЕТА ......^
МОРСКОГО И РЕЧНОГО ФЛОТА ИМЕНИ АДМИРАЛА С. О. МАКАРОВА,
постоянного тока. Поэтому применение векторного управления в мощных гребных асинхронных электроприводах судов представляется наиболее перспективным. Однако для реализации этого метода необходима информация о сопротивлении обмотки ротора и основной индуктивности, которые могут меняться в процессе эксплуатации в широких пределах, что оказывает негативное влияние на качество управления, выражающееся в изменении электромагнитного момента. Для устранения этого недостатка векторного управления АД используются различные методы идентификации параметров ротора.
Данные методы достаточно хорошо освещены в отечественной и зарубежной литературе. Для идентификации сопротивления обмотки ротора применяются адаптивные регуляторы [5], [6], алгоритмы, основанные на введении возмущающих сигналов по току [7], [8], наблюдатели Люенбер-гера [9] и другие всевозможные наблюдатели состояний [5], [10], а также алгоритмы, в основе которых заложен метод наименьших квадратов [11]. Последние исследования, заслуживающие особого внимания, приведены в источниках [12], [13], более широкий обзор методов идентификации параметров АД дан в работе [14]. Однако все представленные ранее методы требуют больших вычислительных ресурсов и являются сложными в реализации, что отрицательно сказывается на их широком практическом применении. В данной работе предлагается метод идентификации параметров асинхронного электродвигателя, не требующий сложных вычислительных алгоритмов, который основан на информации о токах, протекающих по статорным обмоткам, и скорости вращения ротора, он позволяет эффективно оценивать сопротивление ротора и основную статическую индуктивность асинхронного электродвигателя. Предлагаемый алгоритм идентификации сопротивления ротора встраивается в алгоритм модифицированного векторного управления, изложенный в работах [6] и [15].
Методы и материалы (Methods and materials)
Уравнения напряжений на обмотках асинхронного двигателя. Динамика электромагнитных динамических процессов в АД описывается уравнениями напряжений на обмотках АД, которые могут иметь различные формы записи [16]. В данной работе используются уравнения напряжений на обмотках статора и ротора машины, записанные в осях координат d-q, вращающихся со скоростью магнитного поля [15]:
ud = Ri-id • Loi • iq+• Lo • Jq + Lo'PJ'd;
Uq = Ri-iq + ^ . L01 . id + L02-piq + • L0 • jd + Lo' PJq ;
0 = R2-J'd -®2 • L02 • jq + L02 ' Pp d - Ю2 ' L0 ' fq + L0 pd \ 0 = R2-jq +ю2 • L02 • jd + L02-pjq +ю2 • L0 • id + LQ-pi ,
(1)
(2)
где иа, иq — элементы вектора напряжения на обмотке статора; ¡а, ^ и ]сР ^ — элементы векторов токов статора и ротора; R1 и R2 — электрические сопротивления обмоток статора и ротора; Ь^ и L02 — полные (синхронные) индуктивности обмоток статора и ротора; L0 — основная индуктивность; ш1 и ю2 — частота токов статора и ротора.
В стационарном режиме работы токи обмотки ротора с использованием уравнений (2) могут быть представлены как функции от токов обмотки статора:
=
ю7 • 102 • (R2 -i - ю7 • I02 • id)
; jq =
Ю2 • L02 • (R2 Ъ + Ю2 • L02 • jq )
(3)
r2 + Ю • lLn2
2 о 2
_Oi
Го21
Для упрощения изложения, облегчения восприятия и придания универсальности результатам используются относительные единицы. Уравнения напряжений в относительных единицах идентичны уравнениям (1) и (2), но в них все переменные отмечены верхним индексом*. Переход к относительным величинам осуществляется через базовые величины и описан в работе [6].
Уравнения напряжений векторного управления. Синтез динамики электромагнитных процессов при векторном управлении выполняется так, что обеспечивается равенство нулю продольного тока обмотки статора^ при условии, что продольный ток обмотки статора id меняется так медленно, что р^ « 0. Выполнение равенств ^=р1ё = 0 является условием векторного управления, при выполнении которого уравнения напряжений статора (1) в относительных единицах преобразуются к виду [6]:
и* = К' С• • С+' рС ;
и = Л' +ЮГ У* +• Р'*>
(4)
где Ь* = L01* — L0*2/L02* — относительная продольная индуктивность АД; у* = L01* • г* — относи-
* • * '01 • ld
тельное продольное потокосцепление; Ь01* « Ь02* = — относительная продольная индуктивность.
Относительное продольное потокосцепление у* является характеристикой намагниченности магнитопровода АД. Зависимость уДО нелинейна и является характеристикой холостого хода АД, представленной в относительных единицах. Продольный ток id статора при векторном управлении определяет намагниченность магнитопровода АД, а поперечный — нагрузку. Для реализации векторного управления необходимо поддерживать продольный ток статора постоянным или изменять его так медленно, чтобы постоянная времени контура управления продольным током была больше или равна значению Ь01/Я1.
Из уравнений токов ротора (2) следует, что при ] = р1 = 0 должны выполняться соотношения:
Л =
ь
-ч и ю* =
(5)
Ь 4 02
I
У02 'ld
Второе равенство выражения (5) определяет относительную частоту токов в обмотке ротора. Для его выполнения необходимо знать параметры ротора Я* и Ь02*, которые достоверно неизвестны. При нагреве ротора от температуры 20 °С на 100 °С электрическое сопротивление ротора изменяется в кЯ « 1,5 раза. Будем полагать, что фактическое сопротивление ротора определяется выражением Я2* = кЯ Я2*(0), где Я2*(0) — априорно принятая величина электрического сопротивления ротора до начала процесса адаптивного управления; кЯ « 0,5...3 — температурный коэффициент ротора. При этом относительная частота токов в обмотке ротора с учетом магнитного насыщения и нагрева ротора определяется выражением
со г
со
, К • ^(0)<
*
(6)
где Я2*(0) — априорно принятая величина электрического сопротивления ротора до начала процесса управления; у* (г*) « Ь02* • ¡* — относительное продольное потокосцепление.
Относительный электромагнитный момент АД в общем случае определяется выражением
м=£*■(?„■]'„ - . (7)
Если в это выражение подставить токи ротора (3), то электромагнитный момент с учетом соотношения (6) можно представить в виде функции температурного коэффициента ротора:
Щ2
м '<к„) =
т*2 -*2 /1 1 \2 ,2 г 2
4 г* (1 - к»)+ и ■ к»
(8)
*
■ ^
к»
где = — тангенс угла токовой нагрузки.
Если сопротивление ротора достоверно известно, то можно принять, что температурный коэффициент ротора кЯ = 1. Отношение М* (кЯ)/М* (1) будет определять погрешность векторного управления при достоверно неизвестном сопротивлении ротора. Графики отношения М* (кУМ* (1)
ВЕСТНИК«)
ГОСУДАРСТВЕННОГО УНИВЕРСИТЕТА ^^
МОРСКОГО И РЕЧНОГО ФЛОТА ИМЕНИ АДМИРАЛА С. О. МАКАРОВА
приведены на рис. 1, откуда следует, что для реализации векторного управления необходима достоверная информация о параметрах ротора, причем его температурный коэффициент кЯ должен меняться при нагреве.
Рис. 1. Графики, характеризующие погрешность векторного управления электромагнитным моментом при недостоверной информации об электрическом сопротивлении ротора
Идентификация параметров ротора. Ошибка в оценке сопротивления ротора приводит к невязкам в стационарных уравнениях напряжений (4):
•¡С •{» 5}С 5}С 5}с Цс Цс
Ди* = и* -¡* +ю, • I* • 1С1;
(9)
* * * .* * Аи* = и* - R1• г*.
Используя стационарные исходные уравнения напряжений (1) и (2), невязки напряжений (9) можно записать в следующем виде:
* т*2 -*2 •* /т 1\ * т*2 -*2 1 /г 1\
д. = • А» •• \ • -1). д* = • К • ^ • 1Ч • К • -1) (10)
ДЛа т* (.*2 . 1 .*2) ; ич т* с*2 , 1 -*2) .
А02 • + kR • 1д ) Т02 • + kR ' 1д )
Из выражений (9) и (10) следует, что невязки (9) являются функциями температурного коэффициента сопротивления ротора к , который можно определить по формуле
К =
* .*
Аи* • К
(11)
Для вычисления температурного коэффициента сопротивления ротора по формуле (11) в формуле невязок (9) быть известны элементы — переменные ил, и, I, ш1, а также параметры Я1, Ld 1 и Ь . Будем полагать, что достоверная информация об относительных токах ¡*, / * поступает с дат- о чиков тока, а также, что информация об элементах вектора напряжения на обмотке статора ий, и, О а также о частоте токов статора ю1 достоверно известна, так как эти величины являются результатом Ы вычислений по алгоритму векторного управления АД. Однако достоверная информация о параме- К трах машины Я1, Ьа и Ь^ отсутствует. Погрешность в априорной оценке параметров Яр Ьа и Ь^ будет приводить к погрешности вычисления температурного коэффициента сопротивления ротора к. Кроме того, знаменатель формулы (11) в процессе функционирования привода с АД может принимать малые значения. В этом случае погрешность оценки коэффициента сопротивления ротора кЯ по формуле (11) будет недопустимо большой, поэтому ее применение нежелательно.
Альтернативный подход к оценке температурного коэффициента сопротивления ротора кЯ, предложенный в работе [61, состоит в решении любого из дифференциальных уравнений:
ЛВЕСТНИК
............ГОСУДАРСТВЕННОГО УНИВЕРСИТЕТА
Х^ОРСКОГО И РЕЧНОГО ФЛОТА ИМЕНИ АДМИРАЛА С. О. МАКАРОВА
sign(w* • г*) • = -Тк • р^; sign(ю*) • Аид = Тк • р^ , (12)
где ТЯ — постоянная времени, которая должна удовлетворять неравенству ТЯ > Ьй /Яу
Однако погрешность полученных решений также будет зависеть от достоверности информации о параметрах двигателя Я*, Ь * и Ь*, используемых при вычислении невязок по формуле (9).
Для повышения точности оценки температурного коэффициента сопротивления ротора кЯ следует видоизменить второе уравнение в формулах (12) с учетом алгоритма векторного управления, изложенного в работе [15]. Для формирования динамики электромагнитных процессов в данной работе используется контур виртуальной диссипации (рис. 2), позволяющий существенно уменьшить влияние сопротивления ротора на погрешность расчета невязки, выполняемого по формуле
Ли
(13)
^ = у9 -(К + К • Л) • \ - ©1 • у * X
где у* {¡*) — относительное продольное потокосцепление, которое является априорно известной функцией продольного тока ¡^ (характеристикой холостого хода АД).
Сопротивление короткозамкнутого ротора оценивается по формуле
Я2 = кЯ
Я,(0),
где Я2(0) — априорная оценка сопротивления ротора; кЯ — переменная, которая находится путем решения второго дифференциального уравнения формул (12).
В формуле (13) температурные колебания электрического сопротивления статора учитываются тем же коэффициентом кЯ, что и электрического сопротивления ротора. Это справедливо, если температура статора и ротора приблизительно одинакова, а также одинаковы температурные коэффициенты сопротивлений статора и ротора. Следует отметить, что в формуле (13) параметр виртуальной диссипации Ях много больше относительной величины сопротивления обмотки статора кЯ• Я* и его значение оказывает незначительное влияние на погрешность вычисления невязки (13).
Рис. 2. Структурная схема контура управления поперечным током: А — интегральный регулятор поперечного тока; Б — контур виртуальной диссипации; а — сигнал задания поперечного тока
со
^ При векторном управлении с постоянным намагничиванием величина продольного тока вы-
бирается следующим образом:
^=4 • <=1. (14)
Если при настройке системы управление соотношение (14) выполнено, то формула для вычисления невязки (13) примет следующий вид:
со
см о
ом]
= - (Л + кК ■ Л,') ■ Г, -Щ'. (15)
Так как Ях*>>Я*, а уД ¡* и известные величины, погрешность вычисления невязки по формуле (15) будет мала.
Моделирование динамики электромагнитных процессов. Структурная схема адаптивного управления скоростью вращения ротора с температурной компенсацией электрического сопротивле-
ВЕСТНИК«)
ГОСУДАРСТВЕННОГО УНИВЕРСИТЕТА ^^
МОРСКОГО И РЕЧНОГО ФЛОТА ИМЕНИ АДМИРАЛА С. О. МАКАРОВА
ния обмотки ротора приведена на рис. 3. Моделирование динамических процессов в АД выполнено в программе SimInTech. Параметры АД в относительных единицах приведены в табл. 1. Контуры токов и скорости системы управления, приведенной на рис. 3, были настроены на технический оптимум. Параметры регуляторов контуров приведены в табл. 2.
Таблица 1
Параметры асинхронного электродвигателя
Температура Я1 Я2 Ь * Ld Ь* 1
200 °С 0,02 0,02 3,1 0,197 0,320 0,021
1400 °С 0,03 0,03 3,1 0,197 0,320 0,021
Таблица 2
Параметры регуляторов системы управления
Режим Yd* Я X т* 1 Я т * кя(0) Я2 ^(0)
1 1 0,6 0,320 0,0011 1 0,03 0,02
2 1 0,6 0,320 0,0011 1 0,02 0,03
3 1 0,6 0,320 0,0011 1 0,03 0,03
Момент сопротивления гребного винта в относительных единицах задавался характеристикой, приведенной на рис. 4. При моделировании полагалось, что производится пуск АД при управлении скоростью вращения гребного винта с заданным значением Оз = 1. Рассматривалось три режима работы на швартовной характеристике.
2 О 2
Рис. 3. Структурная схема адаптивного алгоритма управления скоростью вращения ротора асинхронного электродвигателя с постоянным намагничиванием и температурной компенсацией изменения сопротивления ротора: 1 — преобразователь частоты; 2 и 3 — соответственно блоки преобразования координат напряжения и тока; ВЯ — датчик скорости; А — узел вычисления коэффициента температурной компенсации сопротивления ротора; Б — узел вычисления относительной частоты токов ротора; В — регулятор скорости вращения ротора; Г — узел ограничения поперечного тока; Д — блок вычисления продольного потокосцепления
ЛВЕСТНИК
............ГОСУДАРСТВЕННОГО УНИВЕРСИТЕТА
Х^ОРСКОГО И РЕЧНОГО ФЛОТА ИМЕНИ АДМИРАЛА С. О. МАКАРОВА
■л/ ¡1 |2
! А
___* ! * | СО
у
-1,0 -0,5 о 0,5 1,0
Рис. 4. Механические характеристики гребного винта: 1 — швартовная; 2 — свободная вода
со г
см о
Первый режим — априорная оценка сопротивления ротора занижена в 1,5 раза. Этот режим соответствует пуску нагретого АД при априорной оценке сопротивления ротора как у холодного двигателя. Результаты моделирования представлены на рис. 5, а, откуда видно, что температурный коэффициент сопротивления ротора кЯ от единичного значения стремится к значению 1,5.
Второй режим — априорная оценка сопротивления ротора завышена в 1,5 раза. Этот режим соответствует пуску холодного АД при априорной оценке сопротивления ротора как у горячего двигателя. Результаты моделирования представлены на рис. 5, б. Из графиков видно, что значение температурного коэффициента сопротивления ротора кЯ от единичного значения стремится к значению 0,66.
Третий режим — априорная оценка сопротивления ротора совпадает с истинным сопротивлением ротора. Этот режим соответствует пуску нагретого АД. Результаты моделирования представлены на рис. 5, в. Из графиков видно, что значения температурного коэффициента сопротивления ротора кЯ остаются равыми единице.
а)
б)
в)
Рис. 5. Динамика при пуске АД в относительных единицах токов статора ¡*, I *, электромагнитного момента М*, скорости вращения ротора ш* и температурного коэффициента сопротивления ротора к в режимах: 1 (а); 2 (б); 3 (в)
Выводы (Summary)
Проведенное исследование позволяет сделать следующие выводы:
1. При наличии достоверной информации о сопротивлении ротора векторное управление позволяет формировать динамические процессы высокого качества, однако в процессе функционирования сопротивлении ротора меняется в достаточно широких пределах. Результаты моделирования показывают, что ошибки в априорной оценке сопротивлении ротора приводят к существенному снижению точности управления электромагнитным моментом, а также и качества динамики электромагнитных процессов.
2. Предложенный алгоритм динамической оценки сопротивления обмотки ротора позволяет синтезировать адаптивный алгоритм управления электромагнитным моментом. Результаты моделирования подтверждают работоспособность предложенного алгоритма и целесообразность его применения. Данный алгоритм оценки сопротивления ротора достаточно прост в реализации и не требует больших вычислительных ресурсов.
3. Алгоритм динамической оценки сопротивления обмотки ротора при векторном управлении АД показал хорошую устойчивость даже при двукратных ошибках в их априорной оценке. На уточнение априорной оценки сопротивления обмотки ротора затрачивается время, равное 2...3 продольных постоянных времени TR = LJRy
4. Представленный алгоритм оценки сопротивления ротора может быть рекомендован для применения в системах в векторных системах управления мощными гребными АД.
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1. Белоусов И. В. Широтно-импульсные преобразователи электрической энергии: моногр. / И. В. Белоусов [и др.]. — СПб.: ФГУП «Крыловский государственный научный центр», 2019. — 231 с.
2. Емельянов А. П. Скалярное управление асинхронным короткозамкнутым двигателем по активной составляющей тока статора/ А. П. Емельянов, Б. А. Чуркин // Вестник Южно-Уральского государственного университета. Серия: Энергетика. — 2014. — Т. 14. — № 3. — С. 85-90.
3. Григорьев А. В. Обзор вариантов прямого управления моментом асинхронных электродвигателей (часть 1) / А. В. Григорьев // Вестник Кузбасского государственного технического университета. — 2012. — № 2 (90). — С. 53-58.
4. Фираго Б. И. К вопросу векторного управления асинхронными двигателями / Б. И. Фираго, Д. С. Васильев // Энергетика. Известия высших учебных заведений и энергетических объединений СНГ. — 2015. — № 5. — С. 5-1б.
5. Виноградов А. Б. Адаптивная система векторного управления асинхронным электроприводом / А. Б. Виноградов, В. Л. Чистосердов, А. Н. Сибирцев // Электротехника. — 2003. — № 7. — С. 7-17.
6. Самосейко В. Ф. Адаптивный алгоритм векторного управления электроприводами с асинхронными электродвигателями / В. Ф. Самосейко // Вестник Государственного университета морского и речного флота имени адмирала С. О. Макарова. — 2019. — Т. 11. — № 1. — С. 15б-1б8. DOI: 10.21821/2309-5180-2019-11-1-15б-1б8.
7. Matsuo T. A rotor parameter identification scheme for vector-controlled induction motor drives / T. Matsuo, T. A. Lipo // IEEE Transactions on Industry Applications. — 1985. — Vol. IA-21. — Is. 3. — Pp. б24-б32. DOI: 10.1109/TIA.1985.349719. Ç
8. Wade S. A new method of rotor resistance estimation for vector-controlled induction machines / S. Wade, -W. Dunnigan, B. W. Williams // IEEE Transactions on Industrial Electronics. — 1997. — Vol. 44. — Is. 2. — f Pp. 247-257. DOI: 10.1109/41.5б41б4.
9. LuenbergerD. G. Introduction to Dynamic Systems: Theory, Models, and Applications /D. G. Luenberger. — ¡! 1st Edition. — N. Y.: Wiley, 1979. — 4б4 p. ^ИД
10. Laroche E. Methodological insights for online estimation of induction motor parameters / E. Laroche, E. Sedda, C. Durieu // IEEE transactions on control systems technology. — 2008. — Vol. 1б. — Is. 5. — Pp. 1021-1028. DOI: 10.1109/TCST.2007.916317.
11. Campbell M. L. Speed sensorless identification of the rotor time constant in induction machines / M. L. Campbell, J. Chiasson, M. Bodson, L. Tolbert // IEEE transactions on automatic control. — 2007. — Vol. 52. — Is. 4. — Pp. 758-763. DOI: 10.1109/TAC.2007.894548.
2 О 2
ЛВЕСТНИК
............ГОСУДАРСТВЕННОГО УНИВЕРСИТЕТА
Х^ОРСКОГО И РЕЧНОГО ФЛОТА ИМЕНИ АДМИРАЛА С. О. МАКАРОВА
12. Хлопенко Н. Я. Структурный синтез стабилизирующего робастного регулятора потокосцепления ротора / Н. Я. Хлопенко, И. Н. Хлопенко // Электротехника и электромеханика. — 2017. — № 1. — С. 21-25. DOI: 10.20998/2074-272Х.2017.1.04.
13. Базылев Д. Н. Метод идентификации сопротивлений статора и ротора асинхронного двигателя / Д. Н. Базылев, А. А. Бобцов, А. А. Пыркин, Р. Ортега // Известия высших учебных заведений. Приборостроение. — 2017. — Т. 60. — № 9. — С. 807-811. DOI: 10.17586/0021-3454-2017-60-9-807-811.
14. Терехин А. А. Обзор способов идентификации параметров асинхронного электропривода / А. А. Те-рехин, Д. А. Даденков // Вестник Пермского национального исследовательского политехнического университета. Электротехника, информационные технологии, системы управления. — 2017. — № 22. — С. 55-66.
15. Самосейко В. Ф. Алгоритмы управления электрическими машинами. Том 1. Алгоритмы управления асинхронной электрической машиной: моногр. / В. Ф. Самосейко [и др.]. — СПб.: ФГУП «Крыловский государственный научный центр», 2020. — 116 с.
16. Самосейко В. Ф. Теоретические основы управления электроприводом / В. Ф. Самосейко. — СПб.: Элмор, 2007. — 464 с.
REFERENCES
1. Belousov, I. V., F. A. Gel'ver, V. F. Samoseiko, and V. A. Khomyak. Shirotno-impul'snye preobrazovateli elektricheskoi energii. Monografiya. SPb.: Izd. Krylovskii gosudarstvennyi nauchnyi tsentr, 2019.
2. Emelianov, A. P., and B. A. Churkin. "Scalar control of squirrel-cage induction motor with stator active current." Bulletin of South Ural State University. Series "Power Engineering" 14.3 (2014): 85-90.
3. Grigor'ev, A. V. "Obzor variantov pryamogo upravleniya momentom asinkhronnykh elektrodvigatelei (chast' 1)." Vestnik Kuzbasskogo gosudarstvennogo tekhnicheskogo universiteta 2(90) (2012): 53-58.
4. Firago, B. I., and D. S. Vasilyev. "On the issue of vector control of the asynchronous motors." Energetika. Proceedings of CIS higher education institutions and power engineering associations 5 (2015): 5-16.
5. Vinogradov, A. B., V. L. Chistoserdov, and A. N. Sibirtsev. "Adaptive vector control system for an asynchronous electric drive." Russian Electrical Engineering 74.7 (2003): 8-20.
6. Samosejko, Veniamin F. "The adaptive algorithm of the vector control of electrical drives with the induction motors." Vestnik Gosudarstvennogo universiteta morskogo i rechnogo flota imeni admirala S. O. Makarova 11.1 (2019): 156-168. DOI: 10.21821/2309-5180-2019-11-1-156-168.
7. Matsuo, Takayoshi, and Thomas A. Lipo. "A rotor parameter identification scheme for vector-controlled induction motor drives." IEEE Transactions on Industry Applications IA-21.3 (1985): 624-632. DOI: 10.1109/ TIA.1985.349719.
8. Wade, Scott, W. Dunnigan, and Barry W. Williams. "A new method of rotor resistance estimation for vector-controlled induction machines." IEEE Transactions on Industrial Electronics 44.2 (1997): 247-257. DOI: 10.1109/41.564164.
9. Luenberger, David G. Introduction to Dynamic Systems: Theory, Models, and Applications. 1st Edition. N.Y.: Wiley, 1979.
10. Laroche, Edouard, Emmanuel Sedda, and Cécile Durieu. "Methodological insights for online estimation of induction motor parameters." IEEE transactions on control systems technology 16.5 (2008): 1021-1028. DOI:
co 10.1109/TCST.2007.916317.
11. Campbell, Mengwei Li, John Chiasson, Marc Bodson, and Leon M. Tolbert. "Speed sensorless identification of the rotor time constant in induction machines." IEEE transactions on automatic control 52.4 (2007): 758-763. DOI: 10.1109/TAC.2007.894548.
12. Khlopenko, N. J., and I. N. Khlopenko. "Structural synthesis of a stabilizing robust controller of the rotor flux linkage." Electrical Engineering & Electromechanics 1 (2017): 21-25. DOI: 10.20998/2074-272X.2017.1.04.
13. Bazylev, D. N., A. A. Bobtsov, A. A. Pyrkin, and R. Ortega. "Method for identification of asynchronous i motor stator and rotor resistance." Journal of Instrument Engineering 60.9 (2017): 807-811.
14. Terekhin, A. A., and D. A. Dadenkov. "Review of identification methods of induction motor parameters." PNRPUBulletin. Electrotechnics, Informational Technologies, Control Systems 22 (2017): 55-66.
15. Samoseiko, V. F., I. V. Belousov, F. A. Gel'ver, and V. A. Khomyak. Algoritmy upravleniya elektricheskimi mashinami. Tom 1. Algoritmy upravleniya asinkhronnoi elektricheskoi mashinoi: Monografiya. SPb.: FGUP «Krylovskii gosudarstvennyi nauchnyi tsentr», 2020.
16. Samoseyko, V. F. Teoreticheskiye osnovy upravleniya elektroprivodom. SPb.: Elmor, 2007.
г
ВЕСТНИК«)
ГОСУДАРСТВЕННОГО УНИВЕРСИТЕТА ^^
МОРСКОГО И РЕЧНОГО ФЛОТА ИМЕНИ АДМИРАЛА С. О. МАКАРОВА
_ИНФОРМАЦИЯ ОБ АВТОРАХ
Самосейко Вениамин Францевич —
доктор технических наук, профессор ФГБОУ ВО «ГУМРФ имени адмирала С. О. Макарова»
198035, Российская Федерация, Санкт-Петербург,
ул. Двинская, 5/7
e-mail: samoseyko@mail.ru,
kaf_electroprivod@gumrf.ru
Гуськов Владимир Олегович —
ведущий инженер отдела проектирования
электропривода и комплектных устройств
Завод «Электросила» —
филиал АО «Силовые машины»
196105, Российская Федерация, Санкт-Петербург,
Московский пр., 139
e-mail: vladim ir_guskov@inbox. ru
INFORMATION ABOUT THE AUTHORS
Samoseiko, Veniamin F. —
Dr. of Technical Sciences, professor Admiral Makarov State University of Maritime and Inland Shipping
5/7 Dvinskaya Str., St. Petersburg, 198035, Russian Federation
e-mail: samoseyko@mail.ru,
kaf_electroprivod@gumrf.ru
Guskov, Vladimir O. —
Leading Engineer of the Design Department
of Electric Drive and Complete Devices
Electrosila Plant —
branch of JSC "Power machines"
139 Moskovskii Av., St. Petersburg, 196105,
Russian Federation
e-mail: vladimir_guskov@inbox. ru
Статья поступила в редакцию 21 марта 2021 г.
Received: March 212021.
