دانلود ترجمه مقاله شارش یاتاقان موتور در معکوس کننده PWM

1. مقدمه 2. تحریک حالت مشترک و پاسخ 3. مدلسازی تزویج بین سیم پیچ ها و استاتور- جریان های زمین موتور 4. مدلسازی تزویج بین سیم پیچ ها و روتور- مدل جریان یاتاقان 5. شبیه سازی و بررسی آزمایشگاهی مدل ها 6. نتیجه گیری

شبیه سازی و بررسی آزمایشگاهی مدل ها: با توجه به مدل های بالا، فرایندهای تشخیص سیستم را می توان آغاز کرد تا همه پارامترهای هر مدل را بدست آورد. با یک حدس اولیه برای پارامترها، از مدل های نشان داده شده در شکل های6 و 10 برای محاسبه متغیرهای خروجی استفاده می شود. سپس نتایج با مقادیر آزمایشگاهی مقایسه می شوند تا جائی که یک مجموعه پاسخ بهینه برای پارامترها بدست آید. برای اجتناب از عدم اطمینان حاصل از سروکار با امپدانس مسیر زمین حالت مشترک، محفظه موتور به باس dc منفی (به عنوان ولتاژ مرجع) متصل شده است که باعث می شود امپدانس معادل داخلی ولتاژ حالت مشترک برابر صفر باشد. در این پیکربندی، یک اندازه گیری آزمایشگاهی از شکل موج های ولتاژ نقطه خنثی و جریان کابل زمین (صرفنظر از مشارکت جریان های یاتاقان) در شکل 11 (a) نشان داده شده اند. با توجه به پارامترهای لیست شده در جدول I، نتایج محاسبه مبتنی بر مدل تزویج استاتور شکل 6 ، در شکل 11 (b) ترسیم شده است. با مقایسه شکل های 11(a)و (b)، دیده می شود که شکل موج ها تقریبا مثل هم اند. لذا، واضح است که پارامترها را می توان با این روش مشخص کرد. فرایند تشخیص سیستم مشابهی برای تعیین پارامترهای مدل جریان یاتاقان اجرا شده است. تشخیص مبتنی است بر اندازه گیری های آزمایشگاهی مربوط به پاسخ ولتاژها و جریان های یاتاقان Vbrg و Ibrg ، نسبت به تحریک حالت مشترک. برای ورودی پله ولتاژ حالت مشترک Vin، اندازه گیری آزمایشگاهی ولتاژ یاتاقان Vbrg در شکل 12 (a) نشان داده شده است. از آنجا که دیده می شود ولتاژ یاتاقان طی هر کلیدزنی اینورتر charge up می شود، واضح است که کلید B در مدل یاتاقان باید حتما باز باشد. لذا، بر اساس شکل موج ها و مدل مداری متناظر، پارامترهای L'، C'، R' و Cg را می توان بدست آورد. شکل 12 (b) نشان دهنده پاسخ شبیه سازی شده مبتنی بر مدل شکل 9 است و پارامترهای مشخص شده در جدول II لیست شده اند. تشخیص LB و RB مبتنی است بر شکل 13 (a) و نشان دهنده یک ضربه جریان تولید شده در نتیجه تخلیه خازن فاصله هوایی Cg پس از بسته شدن کلید B است. بر اساس پارامترهای مشخص شده جداول I و II، شبیه سازی هایی انجام شد تا با تعداد بیشماری از نتایج آزمایشگاهی مقایسه ای صورت گیرد. شکل 14 یکی از نتایج مهم را نشان می دهد. در شکل 14، ولتاژ نقطه خنثی موتور دیده می شود که گام به گام افزایش می یابد که متناظر است با مورد مشابه افزایش پله ای در تحریک ولتاژ حالت مشترک Vin حاصل از کلیدزنی PWM اینورتر. ولتاژ یاتاقان یا شفت Vbrg از الگوی ولتاژ نقطه خنثی موتور پیروی می کند. این رفتار به علت تاثیر مقسم خازنی Cg و Cwr ها می باشد. جریان یاتاقان اندازه گیری شده طی charge up ولتاژ شفت، دیده می شود که تقریبا صفر است و این به علت امپدانس بالای داخل یاتاقان است. با این حال، یک افت ناگهانی ولتاژ در ولتاژ یاتاقان به همراه ضربه بزرگ در جریان یاتاقان ملاحظه می شود که در واقع به دلیل رفتار اتصال کوتاه داخل یاتاقان است. پس از اینکه یاتاقان ها اتصال کوتاه می شوند، برخی جریان یاتاقان های مربوط به dv/dt شروع به ظاهر شدن می کنند. با مقایسه مقادیر آزمایشگاهی با نتایج شبیه سازی در شکل 14، مشاهده می شود که نتایج تقریبا یکسان هستند به جز اختلاف در ولتاژ یاتاقان طی حالت گذرا که یقین است به علت خطای دستگاه های اندازه گیری است. لذا، مدل های جریان یاتاقان و جریان زمین موتور بطور واضح قادر هستند به خوبی پدیده های جریان یاتاقان و جریان زمین در درایوهای اینورتر را توصیف کنند.

SIMULATION AND EXPERIMENTAL VERIFICATION OF THE MODELS: With the above models, system identification procedures can now be initiated to determine all of the parameters of each mode. Given an initial guess of parameters, the models shown in Fig. 6 and 10 are used to calculate the output variables. The results are then compared with experimental measurement until a set of optimal parameters is found. To avoid the uncertainty of dealing with the ground path impedance of the common mode, the motor case has been connected to the negative dc bus (as voltage reference) which forces the equivalent common mode voltage internal impedance to equal zero. In this configuration, an experimental measurement of the neutral point voltage and grounding cable current (neglecting the contribution of bearing currents) waveforms are shown in Fig. 1 l(a). With the parameters listed in Table I, the calculation results based on the stator coupling model of Fig. 6 are plotted in Fig. ll(b). By comparing Fig. ll(a) and (b), it is seen that the waveforms are almost identical. Therefore, it is apparent that the parameters can be identified satisfactorily in this manner. Similar system identification procedures have been performed to determine the parameters of the bearing current model. The identification is based on the experimental measurement of responses of bearing voltages Vbrg and currents Ibrgto the common mode excitation. For a step input of common mode voltage V,,, a plot of the experimental measured bearing voltage Vbrg is shown in Fig. 12(a). As the bearing voltage is seen to charge up during each inverter switching, it is apparent that switch B in the bearing model must be open. Therefore, based on the waveforms and the corresponding circuit model, parameters L', C', R', and C, can be identified. Fig. 12(b) shows a simulated response based on the model of Fig. 9 and the identified parameters listed in Table 11. The identification of LB and RB is based on Fig. 13(a) which shows a current spike produced by the discharge of the airgap capacitor C, after switch B is closed. Based on the identified parameters in Tables I and 11, simulations have been performed to compare with numerous other experimental results. Fig. 14 shows one of the important results. In Fig. 14, the motor neutral point voltage is seen to increase step by step which corresponds to similar stepup in common mode voltage excitation xn caused by PWM switching in the inverter. The bearing or shaft voltage Vbrg follows the pattern of the motor neutral point voltage. This behavior is due to the capacitor divider effect of C, and CWr’s. The measured bearing current during the shaft voltage charge-up is seen to be almost zero due to high impedance inside the bearings. However, an abrupt voltage drop in bearing voltage accompanied by a large bearing current spike is observed which is actually caused by the sudden short circuit behavior inside the bearings. After bearings become short-circuited, some dvldt related bearing currents begin to appear. By comparing the experimental measurement with the simulation traces in Fig. 14, it is seen that the results are almost identical except the difference in bearing voltage ringing during the transient which is believed to be caused mainly by instrumentation error. Therefore, the bearing current and motor grounding current models are clearly able to properly describe the bearing current and grounding current phenomena in inverter drives.