Автоматизований електропривід кліті дресувального стану

Размещено на http://www.allbest.ru/

РОЗДІЛ 1. ХАРАКТЕРИСТИКА РОБОТИ ДРЕСУВАЛЬНОГО СТАНУ ТА ФОРМУЛЮВАННЯ ВИМОГ ДО ЕЛЕКТРОПРИВОДУ

1.1. Характеристика роботи дресувального стану

Сукупність машин і пристроїв, що забезпечують обробку металевих злитків тиском називають прокатним станом. Основною робочою частиною прокатного стану є прокатні валки, між якими метал деформується. Для дресування смуг і листів найчастіше застосовують кліті кварто. За конструкцією робочих клітей дресування стани кварто в основному аналогічні станам холодної прокатки. Кліті дуо використовують при дресуванні якісних сталей з метою отримання необхідної якості поверхні, а також виправлення хвилястості і коробоватості.

Є одноклітьові та двоклітьові дресувальні стани. Одноклітьові стани розраховані на полистове і рулонне дресування, а двоклітьові - тільки на рулонне. Для дресування смуг товщиною до 1 мм передбачають наявність натяжних пристроїв S-типу перед і за робочою кліттю. Оскільки натяжні пристрої необхідні для прокатування дуже тонких смуг, то їх майже завжди встановлюють на двохклітьові стани. Пристрій для подавання рулонів включає завантажувальний конвеєр, кантувач рулонів, приймальний стіл, розмотувач, натяжний пристрій перед кліттю, якщо він є на стані, і ділянка підготовки смуги.

Робочі кліті дресувальних станів оснащені станинами закритого типу і механізмами врівноваження робочих і опорних валків, пристроями вигину робочих валків, натискним пристроєм. Як правило в одному цеху наявні і інші вузли робочих клітей дресувальних станів: робочі та опорні валки, підшипники валків, механізми урівноваження валків, натискні пристрої, механізми протизгину робочих валків і перевалки валків.

Пристрій для видачі рулонів дресувальних станів складається з автоматичного захлистувача, зіштовхувача рулонів, ножиць поперечного різання, конвеєра, машини для обв'язки рулонів. Ножиці призначені для обрізки дефектних кінців смуги, а також для розрізання смуги на мірні довжини. Майже всі дресувальні стани обладнані гідравлічними пристроями для примусового вигину, що передбачають додатковий вигин робочих валків, протизгин опорних або робочих валків.

1.2. Технологічний процес виготовлення холоднокатаного листа

Зазвичай технологічний процес виготовлення холоднокатаного листа включає наступні операції:

· очищення поверхні смуги, що надходить на стан холодного прокатування, від окалини та іржі;

· холодне прокатування металу;

· термічна обробка холоднокатаного металу для надання йому заданих властивостей;

· додаткова холодна прокатка після термічної обробки з невеликим обтисненням (дресуванням);

· остаточна обробка (виправлення, різання на карти, обрізка крайок, та інше).

Рулон, який пройшов травлення, подається на транспортер неперервного стану холодного прокатування, з якого поступає на розмотувач стану. В режимі поштовху рулон, закріплений на розмотувачі, повертається в сторону стану і смуга на швидкості заправлення, подається послідовно в першу, другу і наступні кліті. Після виходу із останньої кліті передній кінець смуги заправляється на барабані моталки. Коли моталка зробить кілька обертів, подається сигнал на підвищення швидкості обертання валків клітей і моталки з заправної до робочої. Перед закінченням прокатування робоча швидкість знижується до заправної, при якій пропускається через кліті задній кінець смуги.

Перед кінцем прокатування у другому пропуску швидкість знижується і стан зупиняється. Потім змінюється положення верхнього робочого валка для отримання заданого обтиснення, контролюється натяг і величина обтиснення; після чого здійснюється пуск стану в протилежному напрямку і т. д. Заправлення смуги, налагодження станів здійснюється при пониженій швидкості в режимі поштовху. При незмінній відстані між валками, збільшення швидкості призводить до зменшення товщини металу (явище “ефекту швидкості”).У зв'язку із цим необхідно, щоб довжина частини смуги в процесі пуску і гальмування, виходячи із допусків по товщині, була мінімальною, тобто щоб час процесів був найменшим.

Холодне прокатування металу повинно виконуватися із натягом смуги між клітями та між кліттю і моталкою; лише при цій умові можливе отримання листа високої якості.

Лист після холодного прокатування, щоб бути здатним до подальшої деформації піддається термообробці, котра виконується в спеціальних камерних печах при температурі 600 700 С. Випалений лист поступає на дресувальний стан, на якому здійснюється холодне прокатування з малим обтисненням (0,5 2 %).



Рис. 1.1. Кінематична схема реверсивного прокатного стану з індивідуальним приводом валків. 1 - станина; 2 - опорні валки; 3 - універсальний шпиндель; 4 - проміжний вал; 5 - привідний двигун; 6 - робочі валки

1.3. Формулювання вимог до електроприводу

До електроприводу металургійних агрегатів, як правило, ставляться наступні вимоги:

- часті пуски та гальмування;

- швидке протікання перехідних процесів;

- широкий діапазон регулювання швидкості;

- висока перевантажувальна здатність.

Усім цим вимогам відповідають електроприводи постійного струму. У великих прокатних станах використовуються двигуни постійного струму дуже великої потужності, яка обмежується наступними параметрами:

- напругою між сусідніми колекторними пластинами складає 10...20 В;

- величиною лінійного струмового навантаження (200...2000 А/см);

- механічним напруженням на якорі за рахунок лінійної швидкості (до 70 м/с);

- умовами нормальної комутації (величина реактивної ЕРС у комутуючий секції 5...8 В).

Основним показником технічного прогресу прокатних двигунів є збільшення одиничної потужності у одному якорі.

Збільшення потужності двигунів постійного струму останнім часом забезпечується за рахунок використання новітніх технологій при виготовленні нових марок сталі, сплавів, хімічних полімерів, а також за рахунок створення нової електромагнітної геометрії електричної машин, зокрема, використання двоходових та триходових обмоток якоря. Поліпшення комутації забезпечується використанням компенсаційної обмотки. Одним із способів збільшення встановленої потужності є створення двоякірних, або три- та чотириякірних прокатних двигунів. [3]

Згадані вище заходи дозволяють збільшити номінальну потужність на полюс. Однак, при збільшенні потужності двигуна зростає його момент інерції швидше від обертового моменту. Тому модернізація головних електроприводів прокатних станів у бік зростання потужності у теперішній час досить обмежена й, зазвичай, супроводжується заміною на двигун такої ж потужності і фундаменту. Згідно описаних вище умов система автоматичного керування електроприводу клітей повинна задовольняти наступні вимоги:

1. На даному стані визначається, що швидкість дресування регулювалася в межах від мінімальної (0,75 м/с) до максимальної швидкості (40 м/с);

2. Допускається відхилення співвідношення швидкостей робочих валків у всіх режимах має витримуватися з точністю близько 1 %;

3. Можливість зміни швидкості двигунів будь-якої кліті при збереженні незмінними заданих темпів прискорення та сповільнення;

4. Забезпечення роботи стану в режимах поштовхів;

5. Можливість зміни жорсткості механічних характеристик, або забезпечення їх абсолютної жорсткості;

6. Автоматичне сповільнення стану при підході зварних швів при закінченні прокатування;

7. Аварійне гальмування при обриві смуги;

На основі вище перерахованих вимог вибираємо тип електроприводу. Враховуємо можливості сучасних систем автоматизованих електроприводів. В нашому випадку загальний діапазон регулювання швидкості буде визначатися співвідношенням граничних швидкостей дресування - максимальної і мінімальної

1.4. Технічна характеристика стану

На стані 4000 здійснюється дресування холоднокатаних листів з вуглецевих сталей марок 08КП, 10КП, 08СП, 10СП. Сумарне обтиснення смуги - до 5 %. Стан складається з двох клітей, розмотувача і моталки. Робота стану характеризується такими основними технічними параметрами:

- товщина дресувальної смуги, мм 0,1 0,6

- ширина смуги, мм 700 1250

- внутрішній діаметр рулону, мм 400

- зовнішній діаметр рулону, мм 1100 2200

- вага рулону, т до 300

- діаметр робочих валків, мм

першої кліті 420 400

другої кліті 600 570

- діаметр опорних валків, мм 1400 1320

- довжина бочки валків, мм 1400

- швидкість дресування, м/с до 40

- швидкість заправлення, м/с 0,75 2

- найбільший тиск металу на валки, Па 2000

- маховий момент робочих валків, приведений до осі опорних валків, кг·м2

першої кліті 2·1820

другої кліті 2·3640

- маховий момент опорних валків, кг·м2 2·2800

- нормальний темп розгону стану, м/с2 до 1,8

- нормальний темп сповільнення стану, м/с2 до 1,8

Стан працює в довготривалому режимі роботи. Двигуни розмотувача та натяжних пристроїв під час дресування смуги працюють в генераторному режимі, а двигуни робочих клітей, моталки, натяжних пристроїв за станом працюють в режимі двигуна. Під час заправлення смуги розмотувач та натяжні ролики працюють в довготривалому режимі.[4]

дресувальний холоднокатаний лист двигун



РОЗДІЛ 2. РОЗРАХУНОК ПОТУЖНОСТІ І ВИБІР ПРИВІДНОГО ДВИГУНА. ВИБІР СИСТЕМИ ЕЛЕКТРОПРИВОДУ

2.1 Вибір типу двигуна та системи електроприводу

При виборі двигуна і електроприводу необхідно забезпечити не тільки умови розрахунку оптимальної потужності, але і передбачити можливість забезпечення подібного діапазону регулювання швидкості з дотриманням при цьому бажаної стабільності швидкості в усьому діапазоні її зміни. Також повинні враховуватись особливості кінематичної схеми механізму та особливості кліматичних умов роботи двигуна. В нашому випадку для забезпечення роботи стану може бути застосований як асинхронний двигун, так і двигун постійного струму. За конструктивним виконанням двигун можна вибрати на потрібну номінальну потужність, але на різну номінальну швидкість - тоді між швидкістю вала двигуна і швидкістю опорного валка буде редуктор з якимось передатним числом. Кутова швидкість опорного (привідного) валка становить ?оп = 47,124 1/с. Чим нижча номінальна швидкість двигуна, тим він дорожчий і більший за габаритами. Але, беручи безредукторний варіант, ми зменшуємо вартість установки на величину вартості редуктора, а також зменшуємо її габарити. Хоча в цілому вартість низькошвидкісного двигуна може виявитися і більшою, ніж вартість високошвидкісного разом з редуктором. Але, безредукторний варіант має важливу суттєву перевагу - відсутність люфтів в кінематичних передачах, а отже, і зменшення динамічних ударів, скорочення пуско-гальмівних режимів. Тому приймаємо електропривід безредукторний.

Враховуючи необхідну жорсткість характеристики та широкий діапазон регулювання, приймаємо електродвигун постійного струму, бо асинхронний електропривод таких показників не забезпечить.

Далі необхідно вибрати тип джерела, яке живитиме якір привідного двигуна. Суттєвим недоліком системи Г-Д є її висока інерційність в перехідних процесах. Також в цьому варіанті при потужності привідного двигуна Рн сумарна встановлена потужність становила б Р? ? 3Рн.

При не поганих позитивних сторонах керованих ртутних випрямлячів, а саме: зменшена повна вага установки на 40-45%, а витрати міді зменшилися на 30-40%, ртутні вентилі навіть з трансформаторами займають менше місця, ніж машинні перетворювачі, не вимагають спеціальних фундаментів і можуть встановлюватися в легших приміщеннях, що давало можливість скоротити будівельні витрати на 50-60%. Але ця система має ряд недоліків: при збільшенні діапазону регулювання швидкості значно зменшувався коефіцієнт потужності (cos?); значний спадок напруги на дузі вентиля Uд = 20 - 30 В, що знижувало ККД; необхідність завищення потужності двигуна через додаткові втрати в ньому внаслідок пульсації струму (на 10% і більше); збільшення вартості установки в реверсивному варіанті, коли потрібні два комплекти випрямлячів.

Сучасні напівпровідникові перетворювачі будуються на основі напівпровідникових силових елементів - тиристорів. Раніше тиристорні перетворювачі були на малі потужності. Але сучасні силові тиристори мають такі номінальні параметри, які дозволяють робити на їх базі перетворювачі з номінальною потужністю такою ж, як і реально застосовувані двигуни.

Основними перевагами тиристорних перетворювачів є:

- високий ККД, який становить 97 - 98%;

- малі габарити і вага, а тому і більша питома потужність;

- висока механічна міцність вентиля;

- великий термін служби і хороша надійність тиристорів та перетворювача в цілому. Перетворювач забезпечує необмежену кількість вмикань при повній безпеці, навіть у вибухонебезпечних умовах;

- можливість роботи при будь-яких положеннях в просторі;

- допустиме коливання температури в межах від - 60? до +130?;

- досить короткий час вмикання (1- 6 мкс);

- швидкодія готовності до роботи;

- мала потужність сигналів керування;

- Не потрібно часто доглядати та обслуговувавти.

Також присутні недоліки: при збільшенні глибини регулювання напруги зменшується коефіцієнт потужності; невелика перевантажувальна здатність тиристорів; спотворення форми напруги мережі. ТП можна розглядати як високочастотне джерело завад, шкода якого зростає разом з ростом потужності ТП. Пульсації випрямленої напруги та струму погіршують комутацію двигуна і призводять до додаткового нагрівання двигуна.

Застосування певних захоів та правильний розрахунок тиристорів забезпечують зниження згаданих недоліків. Тому для приводу валків кліті приймаю електропривод за системою тиристорний перетворювач - двигун (ТП-Д). Вибір принципу регулювання забезпечить повне використання двигуна за допустимим навантаженням. Існує два принципи: зі сталим моментом і з сталою потужністю.

Високі швидкості в тонколистових прокатних станах застосовуються при зменшених моментах навантаження, тобто приблизно при Рс = Мс.? = const - з постійною потужністю. А при подальшому зменшенні швидкості треба зберігати Мс = const, тобто регулювання швидкості буде з постійним моментом. Таке регулювання найкраще здійснювати зміною напруги на якорі від 0 до U = Uн. Зростання швидкості вище від ?н можна здійснити зменшенням потоку збудження двигуна. При цьому М?с = кФ?Ін = varia, тобто із збільшенням швидкості момент навантаження має бути знижений. Тому в нашому випадку приймаємо двозонне регулювання швидкості - від 0 до номінальної зміною напруги на якорі (від V = 0 до V = 25 м/с), від V > 25 м/с до V = 40 м/с - ослабленням потоку збудження, тобто із сталою потужністю Р = const.



2.2 Розрахунок потужності привідного двигуна

Розрахунок ведеться від визначення величини тиску валків в точці деформації. Цей тиск визначається за допомогою аналітичних формул, які уточнені заводом-виготовлювачем прокатного обладнання. Схематично дія сил і тисків при прокатуванні пояснюється на рис.2.1., які діють на валок у вогнищі деформації при прокатуванні або дресуванні металлу

N - рівнодійна сила радіальних напружень стиснення валків на метал; Fn - рівнодійна сила дотичних напружень в зоні відставання; Fh - рівнодійна сила дотичних напружень у зоні випередження; P - реакція підшипників валка, що називається зусиллям Рис. 2.1

Спроектувавши всі сили, що діють у точці деформації, ми отримуємо рівняння сил, що діють в цій точці:

Fn•sin?n - Fh•sin?h + Ncos? = P (2.1)

оскільки sin?n• sin?h ? 0, а cos? ? 1 (2.2)

тому: N = P (2.3)

В зоні деформації величина питомого тиску визначається заводом прокатного обладнання з урахуванням опору, який утворюється від деформації оброблюваного металу, розмірів вогнищ деформації пружного стиснення валків, напруги металу і коефіцієнту тертя в зоні деформації:

(2.4)

. (2.5)

. (2.6)

Тут: H - товщина смуги до входу в кліті;

h - товщина смуги на виході кліті;

r - радіус валків;

? - коефіцієнт тертя на контактній поверхні;

gh, gH - опори деформації (кг/мм) на вході і виході із кліті;

th, tH - питома напруга на вході і виході із кліті.

Площа проекції вогнища деформації рівна добутку довжини вогнища деформації дуги захоплення li на ширину смуги B:

S= li•B (мм2). (2.7)

Ширина смуги приймається В=1250 мм. Довжина дуги захоплення li

(2.8)

де m - коефіцієнт, який характеризує пружні властивості матеріалу валків при контактному стисненні валків (для сталі m = 1,05*10-4).

Будемо мати:

де

Зусилля прокатування Р при обробці смуги шириною В дорівнює:

= 104,29•4,05•1250 = 527,97т.

Беручи до уваги наявність в кліті двох валків, сумарний момент прокатування буде рівний:

Mпр = 2Р . r . sin? = 2 . 527,97 . 0,00176 . 103 = 1,85 . 103 кг . м=18,5.10 3 Н.м.

Для визначення кута ? прикладеного зусилля прокатування Р приймаються припущення, що це зусилля проходить через середину основи епюри радіальних напружень, котра є симетричною відносно рівнодійних:

= = 0,00176 м.

Крутний момент на валах двигуна рівний:

М?дв= (2.9)

де (Тз - Тп) . r - момент, що розвивається для створення натягу;

Тз , Тп - задній і передній натяг;

? - ККД, що враховує втрати на тертя в підшипниках, що дорівнює 0,95;

і - передавальне число, що дорівнює відношенню опорного і робочого валків:

і = Dоп.в / Dр.в = 1400/400 = 3,5.

Після підстановки числових значень отримаємо:

М?дв = 67,163•103 Н.м.

Величину кутової швидкості визначимо із співвідношення:

?оп = V/Rоп = 25/0,7 = 35,71 рад/с,

де V = 25 м/с - максимальна швидкість при Мс = const.

Сумарна потужність двигуна буде:

Р? = М?дв . ?оп = 67,163 . 103 . 35,71 = 2380 кВт.

Опорні валки приводяться в рух двома однаковими двигунами, потужність одного двигуна буде дорівнювати:

Р = Р? / 2 = 2380 . 103 / 2 = 1190 кВт.

На основі проведених розрахунків приймемо для приводу одного валка двигун типу МП 1000 - 315УЧ з такими номінальними даними:

Номінальна потужність Рн = 1200 кВт.

Номінальна напруга якоря Uн = 600 В.

Номінальний струм якоря Ін = 2160 А.

Номінальна швидкість обертання nн / nmax = 450/800 об/хв.

Робоче перевантаження Іmax= 2,5 Ін.

Граничне перевантаження з відключенням Івідк = 2,75 Ін.

Номінальний момент Мн = 25,4 кН*м.

Момент інерції якоря J = 575 кг*м2.

Кількість полюсів 2р = 8.

Кількість паралельних віток обмотки якоря 2а = 8.

Опір якоря при t?=15?С Rя = 0,0033 Ом.

Опір додаткових полюсів при t? = 15?С Rдп = 0,001 Ом.

Опір компенсаційної обмотки при t?=15?С Rко = 0,002 Ом.

Температурний коефіцієнт опору ?=1,24.

Кількість витків обмотки якоря на полюс wn = 37,5.

Номінальний магнітний потік полюсів Фн = 0,129 В.с.

Номінальний струм збудження Ізбн = 28 А.

Мінімальний струм збудження Ізбmin = 19 А .



РОЗДІЛ 3. РОЗРАХУНОК ПАРАМЕТРІВ ДЖЕРЕЛА РЕГУЛЬОВАНОЇ НАПРУГИ В КОЛІ ЯКОРЯ ТА ВИБІР ЇЇ ЕЛЕМЕНТІВ

3.1 Огляд та вибір схеми тиристорного перетворювача. Розрахунок параметрів трансформатора

Тиристорний перетворювач може працювати або як керований випрямляч змінного струму в постійний, або як перетворювач постійного струму в змінний з віддачею енергії в мережу, тобто в інверторному режимі.

Для реалізації ТП застосовуються як однофазні, так і багатофазні схеми випрямлення. Кожна з них певним чином краща чи гірша, мають різні техніко-економічні показники, на основі яких приймається оптимальний варіант.

В першу чергу вирішуються питання про фазність схеми, яка визначає міру пульсацій випрямленої напруги та струму. Пульсації струму викликають додаткове нагрівання двигуна і необхідність вибирати його з більшим запасом. Для потужностей двигунів до 10 кВт цей фактор не є суттєвим, але для вищих потужностей застосовують трифазні схеми випрямлення - нульові або мостові. Нульові схеми мають менше вентилів, але в них гірше використовується трансформатор, бо в його обмотках струм протікає лише в один півперіод. Мостові схеми у відношенні використання трансформатора кращі, але потребують подвійної кількості вентилів. Щодо величини пульсацій, то мостові мають безсумнівну перевагу, бо в трифазній мостовій схемі кратність пульсацій еквівалентна шестифазній нульовій схемі. В нашому випадку, зважаючи на велику потужність двигуна (Р = 1200 кВт), необхідно суттєво зменшити вплив пульсацій на двигун, тому вибираємо трифазну мостову схему випрямлення з двома випрямляючими комплектами, кожен з яких живиться від окремої вторинної обмотки трансформатора.



Рис.3.1 Схема якірного кола двигуна

На основі паспортних даних двигуна задаємося певними розрахунковими величинами. Максимальна розрахункова випрямлена напруга при номінальному навантаженні має бути рівною номінальній напрузі двигуна

Номінальний випрямлений струм перетворювача:

Попереднє значення потужності первинної обмотки трансформатора:

Типова габаритна потужність трансформатора визначається виразом:

Приймаємо трансформатор типу ТРМП 4000/10Р з такими номінальними даними

Потужність трансформатора SТ = 2330 кВА

Номінальна напруга U1/U2 = 10000/600 В

Зєднання обмоток зірка/зірка

Напруга короткого замикання ек = 5,65%

Номінальний випрямлений струм Idнтр = 2240 А

Втрати короткого замикання ?Pкз = 19 кВт

Індуктивний опір обмотки трансформатора буде:

Сумарний індуктивний опір:

Активний опір обмоток трансформатора:

Знайдемо фазову ЕРС вторинної обмотки трансформатора згідно з виразом:

,

де ?Ua = 2 B - спадок напруги на тиристорах для мостових схем;

де q - кількість груп вентилів, які працюють одночасно послідовно;

p - кількість груп вентилів, які працюють одночасно паралельно;

коефіцієнт схеми Ларіонова;

min - мінімальна величина кута регулювання, яку для двокомплектних реверсивних тиристорних перетворювачів приймають 25 30 ел. град., приймаємо min =300 ,

•

К3 - коефіцієнт запасу, який враховує можливу несиметрію кутів відкривання тиристорів по фазах, а також можливу наявність перерегулювання напруги на двигуні в замкненій системі регулювання, приймаємо К3 = 1,05;

UK% - напруга короткого замикання трансформатора;

U% = 5 % - коефіцієнт зниження напруги мережі;

Підставивши необхідні величини, будемо мати:

Одержана величина є фазною ЕРС трансформатора. Тому лінійне значення її буде рівним:

Вибраний трансформатор має вторинну номінальну напругу U2T = 600 В, тобто практично задовольняє потрібну величину максимальної напруги на вході випрямляча.

Випрямлене значення ЕРС перетворювача при мінімальному куті відкривання тиристорів буде рівним:

3.2 Вибір тиристорів та розрахунок їх параметрів

Тиристори вибираються за середнім значенням анодного струму, за зворотною напругою і перевіряються на перевантажувальну здатність згідно з допустимими значеннями, що приводяться в каталогах.

Середнє значення струму через вентиль становить:

Вибираємо тиристор типу: Т253 - 1000

Іасер = 1000 А

Uзв = 1800 В

rд = 0,0002 Ом

U0 = 1,25 В

Приймаємо тиристори на номінальний струм 1000 А.

Величина максимального значення зворотної напруги на тиристорах буде рівною:

,

де К3 = 1,25 - коефіцієнт запасу по напрузі;

Еd0 = КuЕ2 - середнє значення випрямленої ЕРС при =0, виходячи з реального значення ЕРС вторинної обмотки вибраного трансформатора.

Підставляючи ці значення, отримаємо:

UВмах = 1,25·1,35·600 = 1012,5 В.

Отже, вибрані тиристори повинні бути на зворотну напругу, не меншу, ніж 1100 В, тобто не нижчі 11-го класу.

В тиристорних перетворювачах можуть виникнути аварійні режими, наприклад, зовнішні і внутрішні короткі замикання, відпирання тиристорів в непрацюючій групі. Тому слід врахувати можливість їх виникнення і передбачити захист. Більшість ТП забезпечуються швидкодіючим захистом, який при коротких замиканнях блокує або зсуває керуючі імпульси в бік границі інверторного режиму аж до ввімкнення чергового опору, тому аварійні струми протікають по двох плечах трифазної мостової схеми.

3.3 Розрахунок та вибір зрівнювальних реакторів

Якщо тиристорний перетворювач реверсивний, то його обидва випрямляючі мости можуть керуватися від СІФК із сумісним або роздільним керуванням. При роздільному керуванні відкриваючі імпульси подаються на тиристори тільки одного комплекту. Якщо треба робити реверс і вмикати другий комплект, то спочатку знімаються відкриваючі імпульси з першого комплекту, і коли його тиристори закриються, витримується ще деяка без струмова пауза, після якої імпульси подаються на тиристори другого комплекту. Така система при її перевагах, має той суттєвий недолік, що при зниженні напруги, генераторне гальмування двигуна неможливе і гальмування буде тривати довше. В системі із сумісним керуванням обома групами відкриваючі імпульси подаються на обидві групи (але в різні моменти часу). В зв'язку з цим є інтервали часу, під час яких проводять вентилі обох груп, виникає так званий зрівнювальний струм, який протікає через обидва мости, минаючи двигун. Перевагою такої схеми є можливість забезпечити генераторне гальмування двигуна, тобто швидкодія системи збільшується. Тому в нашому випадку приймаємо систему з сумісним керуванням обох груп. Для зменшення зрівнювального струму в контур вводять зрівнювальні реактори.

Індуктивність зрівнювального реактора:

, (3.1)

де Lзк = індуктивність зрівнювального контуру.

Для даної схеми маємо:

= 2; = 1; Кеф = 0,19.

Приймаємо відносне значення величини зрівнювального струму рівним iзр = 0.07, тоді будемо мати величину цього струму рівною:

Ізр = 0,07· 2160 = 151,2 А.

= - індуктивність силового трансформатора. (3.2)

В свою чергу реактивний опір трансформатора буде



Xт = = 0,011 Ом.

Ідуктивність обмотки трансформатора:

Lтp = = 0,000035 Гн.

Тоді індуктивність зрівнювального реактора буде:

Lзр= - 2 · 0,000035 = 0,00341 Гн = 3,41 · 10-3 Гн.

Вибираємо такі зрівнювальні реактори, щоб та половина реактора, через яку протікає і струм якоря, і зрівнювальний струм, була насиченою і мала малий індуктивний опір. Друга ж його половина, через яку протікає лише зрівнювальний струм - не буде насиченою, і її індуктивний опір обмежуватиме величину зрівнювального струму.

3.4 Розрахунок і вибір згладжувального дроселя

Напруга на виході тиристорного випрямляча має пульсуючу складову. Тому і струм буде мати пульсуючий характер. Виникаючі від пульсуючої складової струму якоря двигуна вихрові струми в сталі двигуна додатково його нагрівають. Тому для зниження пульсацій випрямленого струму в коло якоря вводять додаткову індуктивність - зґладжувальний дросель. Величину його індуктивності вибирають, по-перше, з умови зменшення відносних пульсацій струму до бажаного рівня (від 0,02 до 0,05), і, по-друге, з умови збереження неперервності струму якоря при малих його значеннях, коли двигун не навантажений.

З умови забезпечення заданого рівня пульсацій індуктивність дроселя буде:



Lзд= - (? · Lтр + Lдв + Lзр)

де еп - ефективне значення першої гармоніки випрямленої напруги у відносних одиницях;

Для = 900 і m = 6 (кратність пульсації) маємо еп = 0,25.

іе= - діюче значення основної гармоніки випрямленого струму (3.4)

в відносних одиницях, приймаємо іе=0,03,

Lтр - приведена індуктивність силового трансформатора,

Lдв - індуктивність якоря двигуна,

? - колова частота першої гармоніки струму, для даної схеми приймаємо

? = 2?fm = 6,28 · 50 · 6 = 1884 рад/с.

Індуктивність якоря двигуна буде:

Lдв == 0,000295 Гн,

де р = 4 - кількість пар полюсів.

Так як зрівнювальні реактори для струму якоря є насиченими, то приймаємо = 0. Тоді будемо мати:

Lзд=- (2·0,000035+0,000295)= 0,001312Гн =1,312·10-3 Гн.

Таким чином з умови згладжування пульсацій струму індуктивність дроселя має бути не нижчою 1,312 · 10-3 Гн.

Тепер знайдемо цю величину з умови забезпечення неперервності струму при малих його значеннях. Найменший струм приймаємо

Іdmin = 0,1 · Іdн = 216 А.

Тоді будемо мати:

Lзд - (? · Lтр + Lдв) = - () = 0,001583 Гн = 1,583 · 10-3 Гн.

З двох розрахованих значень приймаємо більше: Lзд ? 1,583 · 10-3 Гн.

Вибираємо зґладжувальний дросель типу ФРОС - З 1250 УЧ з такими даними: Lдр = 1,6 · 10-3 Гн., Ідрн = 2500 А.

3.5 Регулювальна характеристика тиристорного перетворювача

Регулювальна характеристика тиристорного перетворювача при умовному неробочому ході може бути побудована з урахуванням вибраних елементів і їх параметрів, виходячи із рівняння:

В даному випадку кут є кутом подачі на тиристор керувального імпульса, відносно точки природного відкривання тиристорів. Цей кут є вихідною координатою системи імпульсно-фазового керування СІФК, яка формує його в залежності від величини напруги керування. Побудуємо залежність, задаючи значення від 0 до 900.

Таблиця 3.1

,град	0	10	20	30	40	50	60	70	80	90
Еd,B	810	797	761	701	621	520	405	277	141	0
Ud,B	763	751	715	655	574	474	358	230	94	-46



Рис.3.2 Залежність випрямленої напруги від кута керування

Для переходу від залежності Ud = f () до залежності Ud = f (Uk) потрібно врахувати, що при відсутності сигналу керування до блоку керування ТП, напруга на виході ТП також повинна бути рівна нулю, що відповідає = 90.

Рис.3.3 Залежність кута керування від напруги керування



Таблиця 3.2

Uk	1.1	2.2	3.3	4.4	5.5	6.6	7.7	8.8	10
.град	80	70	60	50	40	30	20	10	0
Ud ,В	94	230	358	474	574	655	715	751	763

Рис.3.4 Залежність випрямленої напруги від напруги керування

На рисунку 3.4. проведено побудову графіка Ud = f (Uk). Коефіцієнт підсилення тиристорного перетворювача:

Ктп = .

Ми вже маємо параметри Ктп = 83,15 і Ттп = Т=0,01с.



РОЗДІЛ 4. РОЗРАХУНОК ПАРАМЕТРІВ СТРУКТУРНОЇ СХЕМИ СИЛОВОЇ ЧАСТИНИ ЕЛЕКТРОПРИВОДУ ПО КОЛУ ЯКОРЯ

Силова частина ЕП складається з двигуна та тиристорного перетворювача. Двигун будемо розглядати як лінійну систему, в яку входять дві інерційності - механічна інерційність приводу та електромагнітна інерційність кола якоря. Визначимо ці величини. Знайдемо значення електромагнітної Тя і електромеханічної Тм сталих часу електроприводу.

Електромагнітна сталу часу кола якоря:

де LТП - сумарна індуктивність тиристорного перетворювача, яка визначається індуктивністю трансформатора:

Сумарний опір тиристорного перетворювача складається з опору фази трансформатора Rт та еквівалентного опору анодного перекриття вентилів Rп.

Тоді активний опір перетворювача:

LЗД=0,0016 Гн - було прийнято раніше.

Опір якоря двигуна в гарячому стані:

Так як величина активних опорів зрівнювальних реакторів і дроселя не задані, то врахуємо їх збільшенням сумарного активного опору в 1,1 разу.

Тоді стала часу якоря:

Для визначення ТM знайдемо сумарний момент інерції всієї кінематичної схеми:

Jов = 7000 кг·м2, Jрв = 910 кг·м2, Jшз = 250 кг·м2, Jд = 575 кг·м2 .

Тоді J = 7000+910+250+575 = 8735 кг·м2.

Конструктивна стала двигуна:

Тоді електромеханічна стала часу електроприводу:

Структурна схема силової частини приведена на рис.4.1.



Рис. 4.1 Структурна схема силової частини електроприводу

Тиристорний перетворювач представлятимемо інерційною ланкою першого порядку. Сталу часу його приймемо, як рекомендують для трифазних схем, рівною Тп = 0.01 с.

На рисунку 3.4. проведено побудову графіка Ud = f (Uk). Коефіцієнт підсилення тиристорного перетворювача:

Ктп = .

Таким чином ми визначили всі параметри структурної схеми силового кола.

Структурна схема силової частини зображена на рис.4.2.

Рис.4.2 Структурна схема силової частини електроприводу



Для здійснення зворотного зв'язку за струмом якоря в коло якоря вводиться шунт, спадок напруги якого подається на давач струму для необхідного підсилення і забезпечення гальванічної розв'язки кіл керування від силових. Шунт вибираємо типу 75ШСН з параметрами: Іш.н = 5000 А, Uш.н = 0,075 В.

Для приведеної вище структурної схеми коефіцієнт підсилення зворотного зв'язку за струмом буде:

Приймаємо (з врахуванням можливого перегулювання струму). Тоді:

Точність регулювання швидкості залежить від точності тахогенератора. Рівень пульсацій напруги на його виході не повинен перевищувати 0,3%, а стабільність характеристики 0,1% в межах робочих температур і при зміні напруги збудження до 5%. Ці вимоги задовольняють прецизійні тахогенератори ПТ-32, ПТ-42, які мають стабілізоване джерело живлення обмотки збудження. Для зниження пульсацій його напруги необхідно застосувати фільтр. Номінальна швидкість тахогенератора повинна бути не меншою від максимальної швидкості двигуна. Вибираємо тахогенератор ПТ-32 з номінальними даними:

Швидкість обертання - n = 1000 об/хв.

Номінальна напруга - Uн = 230 В.

Номінальний струм якоря - Ін = 0,1 А.

Напруга збудження - Uзб = 55 В.

Струм збудження - Ізб = 1,1 А.

Тахогенератор перетворює швидкість вала в вихідну його напругу. Коефіцієнт підсилення тахогенератора:

Коефіцієнт зворотнього зв'язку за швидкістю:

де коефіцієнт підсилення давача швидкості

коефіцієнт підсилення потенціометра

Максимальна швидкість двигуна

Тоді реальна максимальна напруга на виході тахогенератора буде:

Ця напруга потенціометром і давачем швидкості перетворюється в вихідну напругу давача швидкості, максимальне значення якої приймаємо В.

Приймаємо коефіцієнт потенціометра рівним 1 : 12. Тоді максимальна вхідна напруга давача швидкості:

Коефіцієнт давача швидкості:



РОЗДІЛ 5. РОЗРОБКА ЗАМКНЕНОЇ САК ПО КОЛУ ЯКОРЯ ТА ВИБІР ЇЇ ЕЛЕМЕНТІВ

5.1 Розрахунок параметрів регулятора струму

Структурна схема контура регулювання струму має вигляд (рис.5.1).

Рис. 5.1 Структурна схема контура регулювання струму

Передавальна функція регулятора струму вибрана так, щоб компенсувати сталу часу якоря і забезпечити інтегральний закон регулювання. Сталу часу інтегрування Ті треба вибрати такою, щоб передавальна функція контура струму була стандартною, яка відповідає модульному оптимуму:

Для нашої структурної схеми будемо мати:



Прирівнявши коефіцієнти при відповідних степенях s і прийнявши , будемо мати вираз для сталої часу Ті:

,

Реалізація регулятора струму буде на базі операційного підсилювача, схема зображена на рис.5.2.

Необхідно визначити елементи регулятора - резистори і конденсатори. Для даної схеми регулятора його передавальна функція по відношенню до задаючого входу буде:

Рис.5.2 Схема регулятора струму на базі операційного підсилювача

Так як ця передавальна функція має бути рівною



тоді будемо мати

,

З цих рівнянь знайдемо шукані , і . Але так як невідомих три, то одним треба задатися. Приймемо . Тоді одержимо:

Приймемо, що максимальна напруга завдання, яка подається на від регулятора швидкості і яка відповідає максимально допустимому значенню струму якоря, буде рівною 10 В. В стопорному режимі дія сигналу завдання і дія сигналу зворотнього зв'язку мають бути рівними. Але ми прийняли . Тому опори і мають бути різними. Будемо мати

де .

Коефіцієнт приведення сигналу завдання струму до сигналу зворотнього зв'язку буде:

.



5.2 Розрахунок параметрів регулятора швидкості

Перейдемо до розрахунку контура швидкості. З врахуванням оптимізованого контура струму структурна схема контура регулювання швидкості з ПІ-регулятором швидкості буде мати вигляд (див. рис.5.3).

Рис. 5.3 Структурна схема контура регулювання швидкості

Приймемо, що в усталеному режимі для номінальної швидкості і . Тоді коефіцієнт приведення

Для приведеної вище схеми передавальна функція матиме вигляд:

Прирівняємо її до нормованої передавальної функції четвертого порядку



З умови рівності коефіцієнтів при рівних степенях доданків полінома s знайдемо сталі часу Т1 і Т2 регулятора швидкості. Отримаємо наступні вирази:

;

Регулятор і фільтр будуть реалізовані на операційних підсилювачах. Схема регулятора швидкості зображена на рис. 5.4.

Аналогічно, як і для регулятора струму, будемо мати:

Звідси , . З цих двох рівнянь знайдемо опори і , задавшись величиною ємності , тоді

Рис. 5.4 Схема регулятора швидкості

Так як коефіцієнт приведення контура швидкості , то

Для фільтра матимемо схему

Рис.5.5 Фільтр

Її передавальна функція має наступний вигляд:

,

,

,



отже R0ф = R1ф

Як наведено вище, R0ф С0ф = Т2. Задаємося С0ф = 0,05 мкФ.

,

тоді:

Для забезпечення обмеження струму якоря двигуна на ділянці його стабілізації в схему регулятора швидкості вводимо два зустрічно з'єднані стабілітрони на напругу 10В.

Таким чином елементно-функціональна схема системи регулювання по каналу напруги якоря буде мати вигляд

Рис.5.6 Структурна схема системи регулювання по каналу напруги якоря, де І - коло зворотного зв'язку за струмом; ІІ - коло зворотного зв'язку за швидкістю

Размещено на Allbest.ur

...