Разработка электропривода клети непрерывного стана холодной прокатки

Размещено на http://www.allbest.ru/

Размещено на http://www.allbest.ru/

ВВЕДЕНИЕ

Прокатка стальной полосы толщиной менее 1 мм осуществляется только в холодном состоянии, т.к. в горячем состоянии тонкая лента не обладает высокой прочностью, а помимо этого, окалина, возникающая при нагреве металла в печах, имеет толщину, сопоставимую с прокатываемой полосой. В результате чего качество поверхности и структуры металла резко падает.

Непрерывный стан холодной прокатки за счет большого количества клетей дает возможность прокатывать более тонкую полосу при одной и той же начальной толщине, использовать более толстый прокат, повышать точность и качество поверхности готового проката за счет уменьшения обжатия в одной клети. Это позволяет повысить производительность и качество готовой продукции.

Холодная прокатка должна выполняться с натяжением полосы между клетями. Отсутствие натяжения может привести к аварии, снижению качества металла и т. п. Поэтому кроме рабочих клетей, где происходит основная операция - обжатие металла, стан имеет моталку и разматыватель. Основное назначение их - стабилизация натяжения полосы при смотке и намотке в рулон.

Интенсивное развитие электроприводов рабочих клетей объясняется следующими причинами:

• Совершенствованием технологического процесса с целью получения высококачественного проката по толщине и качеству поверхности;

• Совершенствованием тиристорных преобразовательных агрегатов и систем их управления;

*Появлением новой элементной базы.

Сейчас активными темпами происходит процесс внедрения микропроцессорной техники в нашу жизнь:- и в быту, и на производстве. На смену традиционным аналоговым системам управления, которые в подавляющем большинстве случаев устарели не только морально, но и физически, приходят современные цифровые системы управления, обладающие более высокой надёжностью, более высокой точностью по сравнению с аналоговыми системами управления, и кроме того, открывающие очень широкие возможности в плане автоматизации сложных технологических процессов.

Применение программируемых контроллеров позволяет обеспечить высокую точность выполнения всей последовательности технологических операций, обеспечить надёжную защиту производственного оборудования и персонала.

Использование ЭВМ позволяет вести автоматический учёт и контроль большого числа различных параметров производственного процесса и производственных механизмов одновременно.

Внедрение микропроцессорной техники в электропривод позволяет создать преобразователи с цифровой системой управления, которые обладают значительным преимуществом в точности управления и надёжности по сравнению с аналоговыми системами управления.

электропривод клеть тахограмма энергетический



1. АНАЛИЗ ОБЪЕКТА АВТОМАТИЗАЦИИ И ЭНЕРГЕТИЧЕСКИЕ РАСЧЕТЫ

1.1 Описание технологического процесса

Расположение основных механизмов непрерывного стана показано на рис.1.

Рис. 1. Технологическая схема непрерывного 4-х клетьевого стана

Прокатка осуществляется между рабочими валками. Диаметр рабочего валка клети выбирают из соотношения D_p = (1000 - 2000)h, где h - толщина полосы. Таким образом, для прокатки тонких лент используются валки малого диаметра при большой длине, что снижает их жесткость. Для повышения жесткости системы валков в вертикальной плоскости в направлении действия наибольших сил используют опорные валки.

Технологический режим на непрерывном стане холодной прокатки состоит из следующих основных этапов: заправка полосы с разматывателя в рабочие клети и моталку; установление заданного натяжения металла; одновременный разгон двигателя клети, разматывателя и моталки; прокатка на установившейся скорости; торможение двигателей.

В процессе работы качество прокатываемой полосы во многом определяется постоянством натяжения в металле, поэтому в процессе работы целесообразно снижать время переходных процессов двигателя рабочей клети и обеспечивать такой принцип управления скоростью моталки, чтобы в период намотки скорость двигателя изменялась в зависимости от натяжения.

В соответствии с технологическими условиями к электроприводу рабочих клетей непрерывного стана предъявляются следующие требования:

• Точное согласование скоростей прокатки между клетями и намоточными устройствами с точностью порядка 1%;

• Обеспечение требуемых величин натяжения полосы во всех режимах работы стана с точностью 3 - 5%;

• Плавное и в широких пределах - от 50:1 до 100:1 регулирование скорости;

• Плавный пуск и малое время протекания переходных процессов;

• Возможность толчковой работы и создания натяжения покоя;

• Возможность окончания ускорения или замедления по желанию оператора (режим «так держать»);

• Возможность изменения жесткости механических характеристик двигателей в зоне низких скоростей и при захвате полосы;

• Аварийное торможение при обрыве полосы.

На высокопроизводительных непрерывных станах используют многоякорные двигатели с индивидуальным приводом каждого рабочего валка. Такой привод позволяет одновременно снизить приведенный момент инерции и повысить его быстродействие.

Электропривод непрерывного стана работает в нереверсивном режиме, но его выполняют реверсивным с целью рекуперативного торможения с отдачей энергии в сеть.



1.2 Задание на проектирование

Общие сведения

Техническая характеристика стана
Толщина полосы, h
до прокатки /после прокатки	1,5 -- 5 мм /0,4 - 2 мм
Ширина полосы, В	700 - 1550 мм
Внутренний диаметр рулона, DB	600 мм
Максимальный наружный диаметр рулона, DHmax	2200 мм
Масса рулона, mр	до 30 т
Рабочая скорость номинальная (соответствует номинальной частоте вращения двигателя 4 клети), vp	13,9 м/с
Заправочная скорость, v3an	1 м/с
Максимальная скорость прокатки, vmax	25 м/с
Диаметр рабочих валков клети, Dp	500-470 мм
Диаметр опорных валков клети, Don	1300-1200 мм
Длинна бочки рабочих и опорных валков клети, L	1700 мм
Наибольшее давление металла на валки, Р	1800 т
Темп разгона, замедления, а	2,5 м/с2
Момент инерции рабочих и опорных валков (на оси рабочих валков), JB	2 х 775 кг-м2
Момент инерции шпиндельного соединения (на оси рабочих валков), Jшп	2 х 100 кг-м2
Момент инерции редукторов, приведенный к валу двигателя, JP	2 х 250 кг-м2

Стан предназначен для холодной прокатки ленты из алюминия. Исходным прокатом для производства готовой продукции являются горячекатаные и холоднокатаные рулоны.

Управление

Привод рабочих валков клети - индивидуальный. Т.к. привод четырехклетьевого стана холодной прокатки индивидуальный, в данном проекте производится расчет только четвертой клети, вследствие наибольшей загруженности; для остальных клетей расчет производится аналогичным способом.

Схема управления электроприводами рабочих валков каждой клети должна обеспечивать:

1) Зависимое регулирование частоты вращения электродвигателей. При этом ослабление потока возбуждения должно производиться только после полного открывания якорного преобразователя.

2) Поддержание угловой скорости рабочих валков, заданной системы управления скоростными режимами, во всех режимах работы стана, исключая аварийное (динамическое) торможение.

Точность поддержания скорости в диапазоне 1:20 от максимальной рабочей скорости должна обеспечиваться:

- в режимах установившейся скорости (в статике) - 0,1%.

- в режимах разгонов и замедлений стана и отдельной клети при отработке сигналов от систем автоматизации (в динамике) - 0,5%.

3) Возможность получения при заправочных режимах, наряду с жесткими механическими характеристиками, смягченных характеристик (компаундирование) до 2,5% от максимальной рабочей скорости. Величина компаундирования выбирается при наладке, и должна плавно сниматься при разгоне стана одновременно для всех клетей после заправки полосы.

4) Динамическое торможение.

5) Блокировки.



1.3 Упрощенная кинематическая схема привода рабочих валков в

4-й клети

Кинематическая схема привода рабочих валков 4-й клети непрерывного стана холодной прокатки изображена на рисунке 2.

1.4 Расчет нагрузочной диаграммы и тахограммы

Расчет нагрузочной диаграммы произведен для 4-й клети на основании данных программы прокатки, представленных в таблице 1.

Таблица 1

hi-1, мм	hi, мм	еi,%	е?, %	V, м/с	Тi-1, кН	Тi,кН	n,об/мин
0,7	0,5	28,6	75	23,9	187	38	912

hi -1 - толщина полосы перед клетью, мм;

h; - толщина полосы за клетью, мм;

Јi - относительное обжатие в данной клети, %;

s₂ - относительное обжатие суммарное, %;

v - скорость рабочих валков, м/с;

Tj_i - полное натяжение перед клетью, кН;

Ti - полное натяжение за клетью, кН;

n - частота вращения рабочих валков, об/мин.

При построении нагрузочной диаграммы необходимо рассчитать статические, динамические значения моментов на всех участках работы, а также временные значения этих участков.

Рассчитаем и построим нагрузочную диаграмму:

Разобьем диаграмму на 7 участков:

1. Разгон до заправочной скорости;

2. Заправка;

3. Разгон до установившейся скорости;

4. Участок установившейся скорости;

5. Замедление с рабочей скорости до скорости выпуска;

6. Выпуск;

1. Торможение и остановка.

2. Скорость заправки V_3an равна 1 м/с. Ускорение a на всех участках

включая и торможение определено заданием и равно 2,5 м/с² , следовательно

По условиям технологии для нашего конкретного варианта заправка идет в течение 15 секунд, причем примерно половину этого времени двигатель работает на холостом ходу. Таким образом, участок 2 можно разбить на два равных по длительности

3. Время разгона до рабочей скорости определяем по формуле:

4. Время работы на установившейся скорости:

где D_B = 0,6 м - внутренний диаметр рулона;

h = 0,5-10`³ м - толщина полосы;

у = 7,8-10³ кг/м³ - удельная масса металла;

D_H - наружный диаметр рулона, определяемый по формуле:

Время замедления от рабочей до скорости выпуска определяем по формуле:

t₅ = t₃ = 5,16 с.

5. Участок выпуска аналогичен по длительности участку заправки, который также разбивается на 2 отрезка, равных по длительности

6. Время на участке торможения до остановки:

где V_e = V_3an = 1 м/с - скорость выпуска.

Время цикла находим путем суммирования времен всех участков:

= 0,4 + 7,5 + 7,5 + 5,16 + 367,09 + 5,16 + 7,5 + 7,5 + 0,4 = 408,2 с.

На непрерывных станах холодной прокатки процесс прокатки ведут с натяжением. На полосу со стороны входа металла в валки действует заднее натяжение и со стороны выхода металла из валков действует переднее натяжение. Поэтому момент прокатки на этих станах определяют по формуле:

Mnp=M0-TnDp/2+T3(Dp/2)(hi+l/hi), (Нм)

где МО- момент свободной прокатки и сил трения, (Нм);

ТЗ - заднее напряжение, (Н);

Тп - переднее напряжение, (Н);

hi - толщина полосы на входе клети, (м);

hi+1 - толщина полосы на выходе клети, (м).

Вращающий момент двигателя главного привода стана холодной прокатки в общем случае складывается из трех составляющих,

м=мпр+мхх+мд,

где мпр - момент прокатки и добавочных сил трения;

Мхх - момент, необходимый для привода стана на холостом ходу;

Мд - динамический момент.

Момент прокатки и момент холостого хода составляют статический момент.

КПД редуктора =0,95-0,98 для каждой ступени;

КПД шестеренной клети =0,92-0,95;

КПД шпинделей и муфт =0,99.

При прокате на заправочной скорости момент двигателя равен статическому моменту: м1=МСТ.

При ускорении привода добавляется динамический момент:

M2= МСТ+ Мд,

При прокатке на скорости выше номинальной скорости двигателя определяют скорректированный момент:

М"СТ= МСТ (Vp /Ун);

М"д=Мд(Ур/Ун)

Вращающий момент

Мз =М"СТ+М"Д.

При прокатке на рабочей скорости, М4=М"СТ.

При замедлении привода вращающий момент определяют по формулам:

при vp>vH м5=м"ст+м"дз,;

при vp<vH м5 =МСТ+МДЗ;

где Мдз- динамический момент привода при замедлении,

Mд3=-GD2b/375

b-замедление, об/мин/с.

Усилие перемещения полосы:

Fxx =( mс + mд) g ?, где

mс - масса клети (тс = 15000 кг);

mд - масса валков (тд = 23000 кг);

g - ускорение свободного падения (g = 9,81 м/с );

? - коэффициент трения стола о направляющие (? = 0,06).

Fxx = (15000 + 23000) * 9,81 * 0,06 = 22366,8 (Н) = 22,37 (КН)

Усилие перемещения полосы при резании:

Fp = Fz + Fp,

где Fz - усилие резания (Fz = 170000 Н).

Fp = 170000 + 22366,8 = 192366,8 (Н) = 192,37 (КН)

Момент статического сопротивления при перемещении полосы, приведенный к валу двигателя:

Величину момента холостого хода принимают равной 5% от значения статического момента:

М_хх =0,05- М_с =0,05 -120;7 = 6,035 кН * м.

Динамический момент определяем по формуле:

Теперь вычислим величины моментов на всех участках нагрузочной диаграммы.

1. На первом участке момент складывается из момента холостого и динамического момента:

М,=М_ХХ+ М_дин = 6,035 + 77,2 = 83,235 кН * м

2. На заправочной скорости имеем 2 участка.

2.1. Интервал, на котором момент равен моменту холостого хода:

М' ₂= Мxx = 6,035 кН * м

2.2. Интервал, на котором момент равен статическому моменту:

М^”₂=М_с=120,7 кН * м

3. На участке разгона до установившейся скорости к статическому моменту добавляется динамический момент:

М_Ъ=М_С+ М_дин = 120,7 + 77,2 = 197,9 кН * м,

4. На участке установившейся скорости момент равен статическому:

М₄= Мс=120,7 кН * м,

5. На участке замедления с рабочей скорости до скорости выпуска суммарный момент равен разности статического и динамического моментов:

М₅ = М_с - М_дин = 120,7 - 77,2 = 43,5 кН * м,

6. Участок выпуска разбит на 2 отрезка.

6.1. Интервал, на котором момент равен статическому:

M'6 =МС =120,7 кН * м

6.2. Интервал, на котором момент равен моменту холостого хода:

M^”₆=M_xx= 6,035 кН * м

7. На участке торможения момент равен разности момента холостого хода и динамического момента:

М₇ = M_xx - M_дин= 6,035-77,2 = -71,165 кН * м

1.5 Предварительный выбор двигателя рабочих валков клети

При расчете мощности двигателя полагаем, что номинальной скорости двигателя соответствует скорость обратного хода (наибольшая скорость механизма), т.к. принято однозонное регулирование скорости, осуществляемое вниз от номинальной скорости. Ориентируемся на выбор двигателя серии Д, рассчитанного на номинальный режим работы S1 и имеющего принудительную вентиляцию.

Эквивалентное статическое усилие за цикл:

Расчетная мощность двигателя:

КЗ - коэффициент запаса (примем КЗ = 1,2);

з_nN- КПД механических передач при рабочей нагрузке.

Выбираем двигатель серии 2МП 6500, мощностью 2400 кВт.

Номинальные данные двигателя:

1. PN = 2400 кВт - номинальная мощность;

2. MN= 142 кН-м - номинальный момент;

3. UЯN= 750 В - напряжение номинальное на якоре;

4.LЯN= 3400 А - номинальный ток якоря;

5. nN= 330 об/мин - номинальная частота вращения двигателя;

6. nмах= 600 об/мин - максимальная частота вращения двигателя;

7. Jдв = 9000 кг-м2 - момент инерции якоря;

8. IBN= 44,0 А - ток возбуждения;

9. Кп.я= 0,04 - допустимое действующее значение основной гармоники тока якоря;

10. ip=0,622.

Вентиляция двигателя - принудительная; соединение ветвей обмотки возбуждения - параллельное.

Применение в приводе ДПТ обеспечивает большую производительность труда, что экономически оправдывает дополнительные затраты, связанные с использованием электрооборудования на постоянном токе. Развитие отраслей промышленности, в которых находят применение мощные ДПТ, приводит к необходимости непрерывного повышения их мощности и вращающего момента, улучшению динамических показателей. В настоящее время питание крупых ДПТ осуществляется от тиристорных преобразователей.

Для питания мощных прокатных ДПТ применяют тиристорные преобразователи. Тиристорное питание из-за пульсации напряжения и тока якоря ухудшает коммутацию ДПТ, вызывает появление добавочных потерь от переменных составляющих тока и потока и дополнительную вибрацию. Применение тиристорных преобразователей обеспечивает возможность использования быстродействующих систем регулирования для форсировки напряжения якоря. В связи с этим к изоляции обмоток якорной цепи и коллектора ДПТ, питаемых от тиристорных преобразователей, предъявляются дополнительные требования: она должна допускать нормальную эксплуатацию с амплитудным значением напряжения вентильной обмотки трансформатора преобразователя. Для ДПТ с номинальным напряжением 750 В это напряжение составляет 1500 В. Такое напряжение оказывает неблагоприятное влияние на потенциальные условия на коллекторе.

Для ограничения вредного воздействия тиристорного преобразователя ДПТ выполняют с шихтованным магнитопроводом и применяют 12-фазные схемы выпрямления (реже 6-фазные полностью управляемые).

При проектировании ДПТ задаются допустимыми пульсациями тока якоря, как правило, в пределах от 2 до 7 %. В большинстве случаев индуктивность якорной цепи оказывается достаточной для ограничения жданного значения пульсации. В противном случае применяют дополнительные сглаживающие реакторы.

Крупные ДПТ работают в системе автоматизированного привода, и основное требование, предъявляемое к ним со стороны эксплуатации, -надежность работы. Поэтому ДПТ комплектуются вспомогательными устройствами, обеспечивающими, с одной стороны, работу в автоматизированном приводе, с другой - контроль за параметрами ДПТ во время эксплуатации. Комплектно с ДПТ поставляются тахогенератор ы типа ПТ-32 или ПТ-42, реле скорости типа РМН7011, воздухоохладители типа ВО-100-2 или ВО- 50А, ящик резисторов.

Для контроля температуры входящего и выходящего из ДПТ воздуха поставляются два термометра сопротивления, для контроля работы подшипников -- термометр манометрический сигнализирующий и указатель уровня масла. Обмотки возбуждения и компенсационная снабжены термоэлектрическими преобразователями, которые позволяют производить контроль температур этих обмоток. Термометры сопротивления, заложенные в обмотку якоря, выводятся на контактные кольца и траверсу, что позволяет следить за температурой обмотки якоря при работе. К каждому крупному ДПТ постоянного тока завод-изготовитель поставляет запасные части комплекты катушек главных и дополнительных полюсов, секции обмотки 1коря, щетки, щеткодержатели, вкладыш подшипника и др.), а также наборы специальных приспособлений, устройств и инструмента, необходимых для монтажа, эксплуатации и ремонта.

Реверсивные и нереверсивные ДПТ, предназначенные для электроприводов прокатных станов, выпускаются ЛПЭО «Электросила» им. М. Кирова, заводом «Электротяжмаш» (г. Харьков) и ПО ХЭМЗ.

Условия эксплуатации двигателей:

Высота над уровнем моря, м, не более 1 ООО Температура охлаждающего воздуха, °С: исполнение УХJI4 .... 1--40 исполнение 04 1--45

Температура охлаждающего воздуха, °С 5-40

Относительная влажность воздуха при 25 °С (исполнение УХЛ4), %, не более. 80.

То же при 35 °С (исполнение 04), %, не более 98

Запыленность охлаждающего воздуха, мг/мЗ, не более .... 0,2 Количество охлаждающего воздуха на 1 кВт фактических потерь, м /мин, не более 3,5-4,0

Охлаждающий воздух не содержит химически агрессивных и токопроводящих примесей. Окружающая среда -- невзрывоопасная, не содержащая агрессивных примесей и токопроводящей пыли в концентрациях, снижающих параметры двигателей ДПТ. Степень защиты ДПТ горизонтальных: IP20 - выше перекрытия фундаментной плиты, IPOX ниже перекрытия фундаментной плиты по ГОСТ 14254-80.

1.6 Проверка двигателя по нагреву и перегрузке

Проверка по нагреву производится по нагрузочной диаграмме таким образом, чтобы потери энергии при работе двигателя не приводили к недопустимому перегреву.

Один из способов проверки - метод эквивалентного момента, т.к. имеет место линейная зависимость между током и моментом.

Таблица 2

Временной интервал, с	Величина момента, кН-м
t1 = 0,4	Mj = 83,235
t2 = 7,5	M2 - 6,035
t2 =7,5	M2 = 120,7
t3 = 5,16	М3 = 197,9
t4=367,09	М4= 120,7
t5 = 5,16	М5 = 43,5
t6 = 7,5	М6 = 120,7
t6 =7,5	М6 =6,035
t7=0,4	М7 = - 71,165

Эквивалентный момент для режима работы, где скорость двигателя выше номинальной М_экв1 равен:

Эквивалентный момент не должен превышать номинальный момент М_экв1 < М_N, т.е. 113,9 кН * м < 142 кН * м

Рассчитаем коэффициент запаса по нагреву:

Значение является оптимальным, учитывая необходимый запас из-за наличия пульсаций преобразователя.

Проверяем двигатель по перегрузке:

Так как двигатель допускает и больший коэффициент перегрузки (2,5), то можно сделать вывод, что двигатель проходит по перегрузке.

Эквивалентный момент для режима работы, где скорость двигателя не превышает номинальную М_жв2.

Рассчитаем коэффициент запаса по нагреву:

Проверяем двигатель по перегрузке:

Так как двигатель допускает и больший коэффициент перегрузки (2,5), то можно сделать вывод, что двигатель проходит по перегрузке.

Рис. 3. Тахограмма и нагрузочная диаграмма электропривода



2. ВЫБОР ПРЕОБРАЗОВАТЕЛЯ

2.1 Обзор возможных вариантов

В настоящее время в электротехнической промышленности существует большое количество фирм-изготовителей статических преобразователей напряжения и частоты. Рынок разработчиков и изготовителей преобразователей 'представлен такими фирмами, как Siemens, ABB, Alien Bradley, AEG, General Electric и другими менее известными производителями. Данные фирмы выпускают как комплектные системы привода, так и отдельные системы управления, с возможностью конфигурации по усмотрению разработчиков.

Следует отметить, что разработка электропривода клети непрерывного стана холодной прокатки является частью общего плана реконструкции приводов технологических механизмов. Основной задачей реконструкции является замена устаревших аналоговых систем управления на более совершенные современные цифровые системы управления. При этом базовым электрооборудованием на стане принято оборудование фирмы Siemens. Выбор оборудования фирмы Siemens сделан не случайно. Из номенклатуры выпускаемой продукции для управления тиристорными преобразователями может быть использовано ограниченное число систем регулирования с цифровым управлением. По техническим и стоимостным характеристикам вне конкуренции комплектные устройства SIMOREG DC - Master, что в конечном счете и определило выбор заказчика.

Исходя из гибкости САР и возможности введения свободно программируемых элементов, обеспечивающих технологические требования, принимаются в качестве базовых преобразователей питания двигателей комплектные, цифровые преобразователи SIMOREG 6RA70.



2.2 Краткое описание ПРЕОБРАЗОВАТЕЛЯ SIMOREG DC - Master

Преобразователи серии 6RA70 SIMOREG DC MASTER являются полностью цифровыми компактными модулями с трехфазным питанием, предназначенными для питания якоря и обмотки возбуждения двигателей постоянного тока с регулируемой скоростью и с номинальным током якоря в диапазоне от 15А до 2000А. Компактные преобразователи могут включаться параллельно для обеспечения тока до 10000А. Максимальное значение тока для питания цепи возбуждения равно 40А (уровни токов зависят от номинального тока якоря).

Преобразователи серии 6RA70 SIMOREG DC MASTER характеризуются компактной, малогабаритной конструкцией. Их компактное исполнение гарантирует чрезвычайно легкое техническое обслуживание и ремонт, поскольку обеспечивается быстрый доступ к каждому компоненту. Модуль электроники состоит из основной электронной платы и дополнительных плат.

Все блоки SIMOREG DC MASTER снабжены простой панелью управления (PMU), закрепленной на дверце преобразователя. Панель состоит из пятиразрядного, семисигментного индикатора, трех светодиодов индикации состояния и трех клавиш параметрирования. На панели управления так же находится соединитель типа ХЗОО с интерфейсом USS, соответствующим стандарту RS232 или RS485. Панель обеспечивает все необходимое для регулирования и настройки, а так же отображения измеренных значений, необходимых для запуска преобразователя.

Дополнительную панель управления преобразователем ОР18 можно расположить либо на дверце преобразователя, либо вне ее, например, на двери шкафа. При наличии пятивольтового источника питания, допустимо использование кабеля длиною до 200 м. Панель ОР18 подключается к SIMOREG с помощью соединителя ХЗОО. Панель ОР18, отображающую измеренные физические параметры, можно использовать в качестве экономичной альтернативы для управления средствами измерения шкафа. Панель ОР18 имеет ЖК индикатор с количеством символов 4x16, предназначенный для отображения имен параметров в виде простого текста. В качестве языка отображения можно выбрать немецкий, английский, французский, испанский и итальянский. Пользуясь панелью ОР18, можно сохранить наборы параметров для их последующей легкой загрузки в другие устройства.

Параметрирование преобразователя можно так же осуществлять через стандартный PC при использовании соответствующего программного обеспечения. ЭВМ подключается к базовому блоку с помощью последовательного интерфейса. Этот интерфейс используется во время запуска, для сохранения параметров при выключении, а так же для диагностики во время работы. Более того, обновленное программное обеспечение преобразователя можно загрузить через этот интерфейс для хранения во Flash памяти.

Напряжение питания якоря и схемы возбуждения может отличаться по частоте (лежать в диапазоне от 45 до 65 Гц). Последовательность чередования фаз источника питания якоря значения не имеет. Для преобразователей с номинальным постоянным током от 15А до 850А (1200А при напряжении 400V), силовая часть для якоря и устройства возбуждения выполнена на изолированных тиристорных модулях, т.е. радиатор является электрически изолированным. В устройствах с более высоким номинальным постоянным током или более высоким напряжением питания силовая часть для схемы якоря выполняется на отдельных дисковых тиристорах и радиаторы (тиристорные сборки) находятся под напряжением. Корпус и изолирующие крышки на силовых зажимах обеспечивают защиту от случайного прикосновения при работе оператора в непосредственной близости от силовой части. Все соединительные зажимы доступны спереди.

Все функции регулирования с замкнутой и разомкнутой ОС, а также функции связи выполняются с помощью двух мощных микропроцессоров. Функции управления двигателем применены в программе как программные модули, которым можно задавать параметры.

2.3 Выбор схемы и конкретной модели преобразователя

Схема силовых цепей выпрямительно-инверторного преобразователя должна обеспечивать выполнение требований, предъявляемых к электроприводу, при минимальном количестве управляемых вентилей и высоких технико-экономических показателях. В первую очередь выбирается пульсность схемы исходя из мощности привода и требований к динамике. При этом руководствуются следующими соображениями. Чем больше мощность привода и выше требования к быстродействию, тем больше должна быть пульсность. Это обусловлено тем, что мощный преобразователь больше искажает напряжение в питающей сети переменного тока. С повышением пульсности эти искажения уменьшаются. Более мощные двигатели допускают меньшие пульсации тока якоря.

Быстродействие системы ТП-Д ограниченно в связи с дискретностью работы преобразователя. В течение интервала повторяемости, длительность которого пропорциональна пульсности, преобразователь неуправляем. Чем короче интервал повторяемости, тем выше быстродействие привода, шире полоса пропускания всех контуров и больше диапазон регулирования скорости.

Связь тиристорных преобразователей с питающей сетью трансформаторная. Преобразовательный трансформатор трехобмоточный с соединением вторичных обмоток по схеме «звезда» и «треугольник». К каждой вторичной обмотке подключается тиристорный преобразователь, собранный по трехфазной мостовой реверсивной схеме (тиристорный мост). От каждого тиристорного моста питается якорь двухякорного двигателя валка. При такой конфигурации силовой схемы обеспечивается эквивалентная 12-пульсная схема выпрямления по отношению к питающей сети, а по отношению к нагрузке - 6-пульсной.

Режим работы стана холодной прокатки нереверсивный, но при наладке и в аварийных режимах требуется реверс, следовательно, преобразователь по цепи якоря должен быть реверсивным. Для питания обмоток возбуждения двигателя, которые соединены параллельно, используем независимый нереверсивный преобразователь.

Таким образом, для питания каждого якоря двигателя рабочего валка клети применим трехфазный мостовой реверсивный преобразователь (р=6), для цепи возбуждения применим трехфазный мостовой нереверсивный преобразователь, т.к. не требуется изменения направления тока возбуждения.

При выборе преобразователя определяющими параметрами являются его номинальное выпрямленное напряжение U_dN и номинальный выпрямленный ток I_dN, которые должны соответствовать номинальному напряжению двигателя U_N и номинальному току двигателя I_N. Причем выбирается U_dN > U_N для безопасного инвертирования при снижении напряжения питающей сети.

Указанный на типовой табличке преобразователя номинальный постоянный ток (максимально допустимый длительный ток) во время работы может превышаться. Для величины превышения и его длительности существуют границы. Абсолютная верхняя граница для величины превышающего тока установлена на 1,8- кратном номинальном токе. Максимальная длительность перегрузки зависит как от временной характеристики тока перегрузки, так и от предыдущей перегрузки и является специфичной для каждого конкретного преобразователя.

Каждой перегрузке должна предшествовать недогрузка (фаза нагрузки, в которой ток меньше номинального). По истечении времени перегрузки ток нагрузки должен вернуться как минимум на величину меньше номинального постоянного тока.

Длительность динамической перегрузки может быть подвернута тепловому контролю (контроль по It). Микропроцессор циклически рассчитывает текущее значение I²t для силовой части, чтобы предотвратить повреждение тиристоров при работе с перегрузкой.

Выберем преобразователь с учетом динамических перегрузок. Данный способ осуществим при использовании семейства граничных кривых для повторнократковременного режима перегрузки, приведенных в документации фирмы Siemens для каждого типа преобразователя.

Семейство граничных кривых ссылается соответственно на время цикла периодического режима перегрузки общей длительностью (временем периода) в 3003 осек. Само время цикла делится на два временных отрезка: основная длительность (текущее значение якорного тока меньше номинального тока) и длительность перегрузки (якорный ток больше номинального).

Каждая граничная кривая представляет собой специфичный для преобразователя при соответствующем коэффициенте перегрузки максимальный ток основной нагрузки (граничный ток нагрузки, заданный в % от номинального постоянного тока) в течение минимального времени перегрузки (граничное время перегрузки). Тогда для остаточного времени пика нагрузки допустим максимальный ток, определяемый коэффициентом перегрузки. Если для желаемого коэффициента перегрузки не задана граничная кривая, то следует руководствоваться граничной кривой для следующего коэффициента перегрузки.

Семейство граничных кривых действительно для цикла пиковой нагрузки 300 сек. Простым методом подсчета можно проектировать пиковую нагрузку с большим временем цикла.

В связи с тем, что мощность двигателя достаточно велика и номинальный ток каждого якоря больше, чем максимальный выпрямленный ток, обеспечиваемый преобразователями SIMOREG DC MASTER, то для повышения мощности преобразователи можно включать параллельно. При этом максимально могут быть включены 6 преобразователей, один из которых является ведущим, а все остальные ведомыми. Для компенсации запаздывания распространения сигнала ведущий (master) преобразователь должен располагаться в середине.

Параллельно можно включать только преобразователи с одним и тем же номинальным током. Допустимый выходной ток при параллельном включении, где п - число преобразователей SIMOREG.

Для равномерного распределения токов требуются одинаковые раздельные коммутирующие дроссели для каждого преобразователя SIMOREG. Разница в индуктивностях дросселей определяет неравномерность распределения токов. Для работы без снижения мощности (снижения тока) рекомендуется разброс индуктивностей 5% и меньше.

Предварительно выбираем два параллельно включенных преобразователя SIMOREG 6RA7095-4LV питающих каждый якорь двигателя. Для проверки преобразователей с учетом динамических перегрузок используем тахограмму и нагрузочную диаграммы, рассчитанные для режима работы, где скорость двигателя выше номинальной (наиболее тяжелый режим с точки зрения перегрузок).

По тахограмме и нагрузочной диаграмме находим участки максимальной перегрузки и основной нагрузки. Это участки 3 и 4 соответственно, тогда длительность перегрузки t_nep = t₃ = 4 с, длительность основной нагрузки t₄ =213,6 с, а время цикла t₄ = 217,6 с. Значения моментов на каждом участке переведем в токи.

Следовательно, время перегрузки, отнесенное к времени цикла 300с:

Ток основной нагрузки в % от номинального постоянного тока:

Для предварительно выбранного типа преобразователя принимаем кривую с коэффициентом перегрузки, превышающим значение 1,58. Принимаем равным 1,8. Семейство граничных кривых для цикла пиковой нагрузки 300 сек. представлено на рис. 4.

Рис. 4. Семейство граничных кривых для цикла пиковой нагрузки 300 с. для преобразователя 6RA7093-4LV62 1500 A/4Q/830 V

Из графика видно, что время перегрузки удовлетворяет данному типу преобразователя.

Итак, принимаем для питания каждого якоря двухякорного двигателя 2МП 6500 - 330 три параллельно включенных преобразователя SIMOREG 6RA7093- 4LV62. Номинальные данные тиристорных преобразователей по цепи якоря и по цепи возбуждения, выбранных по номинальным данным применённого двигателя, а также на основании выбранных схем преобразователей, представлены в таблицах 3 и 4.



Таблица 3 - Номинальные данные выбранного типа преобразователя для цепи якоря SIMOREG 6RA7093-4LV62

№п.п.	Наименование величины	Обознач.	Значение	Размерность
1	Мощность	Pn	1313	кВт
2	Линейное питающее напряжение	игш	830 (+10/-20%)	В
3	Входной линейный ток	bjiN	1244	А
4	Выпрямленное напряжение	UdN	875	В
5	Входной линейный ток	IdN	1500	А

Рис. 5 Семейство граничных кривых для цикла пиковой нагрузки 300 с. для преобразователя 6RA7095-4LV62 1900 A/4Q/830 V

Из графика видно, что время перегрузки, рассчитанное в процессе проектирования, не удовлетворяет данному типу преобразователя.

По аналогичному алгоритму проверим три параллельно включенных преобразователя SIMOREG 6RA7093-4LV62, питающих каждый якорь двигателя. Время перегрузки, отнесенное к времени цикла 300с:

Ток основной нагрузки в % от номинального постоянного тока:

Коэффициент перегрузки

Для данного типа преобразователя принимаем кривую с коэффициентом перегрузки, превышающим значение 1,33. Принимаем равным 1,4. Семейство граничных кривых для цикла пиковой нагрузки 300 сек. представлено в табл. 4.

Таблица 4 - Номинальные данные выбранного типа преобразователя по цепи возбуждения SIMOREG 6RA7028-6DS22

№ п.п.	Наименование величины	Обознач.	Значение	Размерность
1	Мощность	Pn	347	кВт
2	Линейное питающее напряжение	U2JIN	380 (-15/+25%)	В
3	Входной линейный ток	1глы	75	А
4	Выпрямленное напряжение	UdN	485	В
5	Входной линейный ток	IdN	90	А

2.4 Выбор типа трансформатора

В схеме электроснабжения металлургического завода существуют сети с напряжением 220, 380 и 10000 В. Исходя из технических характеристик выбранных преобразователей по цепи якоря и по цепи возбуждения, следует, что преобразователь по цепи возбуждения может быть запитан непосредственно от существующей сети напряжением 380 В, а для преобразователей по цепи якоря двигателя необходим преобразовательный трехобмоточный трансформатор с питанием от сети напряжением 10 кВ.

Электрический расчет выполняется с целью определения необходимых раметров трансформатора, по которым его можно выбрать из выпускаемых омышленностью, используя справочную литературу. Это также необходимо для [ределения габаритных размеров, расчета обмоток и магнитопровода и т.п.

Силовой трансформатор характеризуется необходимым числом фаз, минальными напряжениями и токами первичных и вторичных обмоток, их личеством и типовой мощностью.

Выбор производился по алгоритму [2]. Т.к. используется стандартный образователь, соответствующий ГОСТ 18142-80, то для расчета достаточно знать минальные ток и напряжение двигателя.

Действующее значение линейного тока вторичных обмоток пропорционально щнему значению выпрямленного тока и зависит от его формы. Обычно при боре трансформатора принимают выпрямленный ток идеально сглаженным, когда номинальный вторичный ток для одной из обмоток рассчитывается по формуле, где - коэффициент линейного тока для трёхфазной мостовой схемы;

- номинальный выпрямленный ток преобразователя;

Номинальное вторичное напряжение трансформатора должно обеспечивать оту (разгон) двигателя при номинальной скорости и максимальном токе с ом всех падений напряжения и возможного снижения напряжения сети на 10%.

Точный учет всех падений напряжения невозможен на стадии проектирования, поскольку неизвестны его параметры, поэтому определяют приближенное значение номинального линейного вторичного напряжения.

Т.к. трансформатор выбирается со своим запасом по отношению к номинальному току и напряжению двигателя, отличным от запаса выбранного преобразователя, то номинальный вторичный ток имеет меньшую величину.

По рассчитанным данным и [3] выбираем стандартный трехобмоточный трансформатор для питания преобразователей по цепи якоря. Номинальные данные выбранного трансформатора представлены в таблице 5.

Таблица 5 - Номинальные данные выбранного ТДТП - 8000/1ОУЗ

№ п.п.	Наименование величины	Обознач.	Значение	Размерность
1	Мощность сетевой обмотки	SТ	7760	кВ-А
2	Линейное напряжение первичной обмотки	U1ЛN	10	кВ
3	Линейное напряжение вторичной обмотки	U2ЛN	712	В
4	Линейный ток вторичной обмотки	I2ЛN	2x3270	А
5	Напряжение короткого замыкания	ДUk3%	6,3	%
6	Линейный ток первичной обмотки	I1ЛN	465,65	А
7	Потери холостого хода	ДРхх	9800	Вт
8	Потери короткого замыкания	ДР КЗ	67000	Вт

Для трансформаторов от 0,26 до 8,0 MBA рекомендуется принимать напряжение номинальное линейное первичное (сетевое) напряжение трансформатора 6 - 10 кВ. Принимаем напряжение реально существующей внутризаводской сети:U_m= 10 кВ.

2.5 Выбор сглаживающих реакторов

Индуктивность сглаживающего реактора в цепи каждого якоря двигателя выбирается исходя из условия ограничения заданной величины пульсаций тока якоря.

Для того чтобы величина действующего значения переменной составляющей тока якоря не превышала допустимой величины индуктивность якорной цепи Ь_яц должна быть:

где - р=6 - пульсность преобразователя;

1_Я(р)* - величина действующего значения переменной составляющей тока якоря (коэффициент пульсаций тока);

Ed(p)* - относительная величина действующего значения ЭДС низшей гармоники преобразователя, которая является функцией угла управления;

E_do - ЭДС преобразователя при номинальных напряжениях и угле управления а=0 и при номинальных напряжениях, В;

ш_с = 314 рад/с - угловая частота питающей сети.

Обычно допускаемая величина переменной составляющей указывается в технических данных при номинальной частоте, тогда при р = 6 можно принять E_d(_p)* = 0,13; 1_я(_р)* = 0,04.

Максимальная ЭДС преобразователя Edo'-

E_d0 = к_Е -U_2N =1,35-712 = 961,2 5.

Рассчитаем индуктивность якорной цепи по формуле Линвилля-Умайского:

0,1-750 = 0,128 мГн,

co_N-_Pn-I_HN

34,54-5-3400 г

где С = 0,1 - постоянный коэффициент, учитывающий наличие компенсационной обмотки;

р_п = 5 - число пар полюсов на якорь двигателя.

Тогда необходимая индуктивность сглаживающего реактора равна:

L_cp = Ь_яц-Ь_я= 0,488- 0,128= 0,36 мГн.

Из каталога электротехнической продукции УЭТМа по рассчитанной величине индуктивности сглаживающего реактора выбираем сглаживающий реактор СРОСЗ - 4000МУХЛ4, номинальные данные которого приведены в таблице 6.



Таблица 6 - Номинальные данные выбранного сглаживающего реактора СРОСЗ - 4000МУХЛ4

№ п.п.	Наименование величины	Обознач.	Значение	Размерность
1	Ток	Icp. N	4000	А
2	Индуктивность	Lcp	0,4	мГн
3	Потери в обмотке	АРср	5700	Вт

Активное сопротивление сглаживающего реактора:

5700

*10 =0,35 бмОм

Активное сопротивление якоря в пересчете от температуры 15 °С:

^Дя1 = К * (Я, + Д*. + Л J = 1.24 ¦ (4,9 + ОД 3 + 2) = 8,72 мОм,

где k_t = 1,24 - коэффициент, учитывающий изменение сопротивления при греве;

Я_я = 4,9 мОм - сопротивление якорной обмотки;

Rdn - 0,13 мОм. - сопротивление дополнительных полюсов;

R_K0 = 2 лЮм - сопротивление компенсационной обмотки.

ренебрегая падением напряжения на щёточном коллекторе, рассчитаем минальную ЭДС двигателя по формуле:

^En = U_m - Я_ят * 1_т = 750-8,72 * 10“³ * 3400 = 720,35 В.

Активное сопротивление обмоток одной фазы трансформатора, приведенное вторичной обмотке R_TИндуктивное сопротивление обмоток одной фазы трансформатора, приведенное ко вторичной обмотке Х_т:

= ^--f^4 = -Д⁰-°- -f--Т * ~²-- -0,004Ом.

4^n-I_lN 100% л/з-465,65 U0000J 100

Вносимая в цепь постоянного тока индуктивность преобразователя равна:

2-0,004

_{L Jn-XT}

314

где к_п = 2- коэффициент для принятой трёхфазной мостовой схемы.

При работе преобразователя в режиме непрерывного тока происходит потеря напряжения, обусловленная коммутацией вентилей. Поскольку эта потеря пропорциональна среднему выпрямленному току I_d, то коэффициент пропорциональности между ними можно рассматривать как фиктивное активное сопротивление, обусловленное коммутацией - R_y С ростом мощности преобразователя влияние этого сопротивления возрастает.

Фиктивное активное сопротивление преобразователя, обусловленное оммутацией вентилей:

pjj[_т_ ₌ 6 - 0,004 ₌^г 2-7Г г-71

где р = 6 -- пульсность принятой трёхфазной мостовой схемы преобразователя. Активное сопротивление преобразователя, которое вносится в цепь тоянного тока, зависит от числа последовательно и параллельно включённых моток, по которым протекает ток, иными словами зависит от схемы гобразователя.

Активное сопротивление преобразователя:

R_n=k_n-R_T= 2 * 0,522 = 1,044 мОм

Рассчитаем параметры якорной цепи с учётом выбранного сглаживающегс тора.

Эквивалентная индуктивность якорной цепи:

L~=L+ L +L =0,128+ 0,4 + 0,025 5 = 0,5 54 мГн.

О» /I Ll/ fl

Эквивалентное сопротивление якорной цепи:

R₃ = +R_r +R_n +R_cp = 8,72+3,82+1,044+0,356=13,94 mOm

2.6 Выбор коммутирующих реакторов

Коммутирующие реакторы необходимы для ограничения коммутационных импульсных перенапряжений в сети. Коммутирующие реакторы выбираются и для преобразователей цепи якоря двигателя, и для преобразователя цепи возбуждения.

Коммутирующий реактор в цепи возбуждения выбирается на номинальный ток возбуждения двигателя. Выбираем тип 4EU2422-2AA00-0AA0 на ток 80 А, сетевое напряжение 500 В, индуктивность 0,458 мГн.

При использовании параллельного включения преобразователей для равномерного распределения токов требуются одинаковые раздельные коммутирующие реакторы для каждого преобразователя SIMOREG. Разница в индуктивностях определяет неравномерность распределения токов. Для работы без снижения мощности (снижения тока) рекомендуется разброс индуктивностей не более 5%. Таким образом, выбираем для каждого преобразователя по цепи якоря коммутирующий реактор типа 4EU4321-0BE00-0A (1230А, 830 В, 0,0248 мГн).

2.7 Выбор оборудования защит

Защита преобразовательного трансформатора обеспечивается масляным ' выключателем.

Для защиты от перегрузки и коротких замыканий в цепи каждого якоря двигателя предусмотрены автоматические выключатели типа ВАТ-48-4000.

Для аварийной остановки привода предусмотрен узел динамического торможения двигателя с тормозными резисторами.

Рис. 6. Схема силовых цепей

Рис. 7.



3. РАЗРАБОТКА СИСТЕМЫ АВТОМАТИЧЕСКОГО УПРАВЛЕНИЯ ЭЛЕКТРОПРИВОДОМ КЛЕТИ

3.1 Функциональная и структурная схемы САУ электропривода клети

В структурном отношении двухзонная САР скорости строится на основе однозонной САР путём её дополнения системой регулирования возбуждения. Упрощенная блок схема двухзонной САР с зависимым регулированием возбуждения представлена на рисунке 8.

Рис. 8. Упрощенная блок схема двухзонной САР

Двукратноинтегрирующиеые САР скорости образуются путем дополнения однократных САР скорости еще одним контуром регулирования скорости. В итоге образуется -^ёхконтурная структура, в которой один (внутренний) контур служит для регулирования вока, а два контура (промежуточный и внешний) - для регулирования скорости. Структурная схема двукратноинтегрирующей САР скорости изображена на рисунке 10.

Расчёт системы автоматического регулирования

Для построения регуляторов двухзонной САР используется стандартная методика синтеза систем подчинённого регулирования. Однако важная особенность в данном случае состоит в том, что при работе двигателя с переменным магнитным потоком силовая часть электропривода представляет собой существенно нелинейный объект регулирования. Поэтому для анализа и синтеза регуляторов двухзонной САР используется линеаризованная модель, i изображённая на рисунке 9.

Рис. 9. Структурная схема двукратноинтегрирующей САР скорости

Рис. 10. Линеаризованная “в малом “ модель двухзонной САР скорости

3.3.1 Выбор базовых величин

а) Базовые величины для цепи якоря:

¦ Базовое напряжение силовой части:

¦ Базовый ток силовой частиазовое сопротивление силовых цепей:

¦ Базовая угловая скорость:

_{Rб=^=™^- = 0,212 ом 0 /б} 3400

^=(Dn ⁼ 34,54 рад/с. Г _ ^иб * h _ 720,35 * 3400 _ _{пл ллл} _

...