Содержание к диссертации
Введение
Глава 1. Анализ технического состояния электромеханических систем машин центробежного литья валков 10
1.1. Особенности технологического процесса центробежного литья 10
1.2. Производство центробежнолитых валков на примере ЗАО «МРК» ОАО«ММК» 13
1.3. Особенности электрооборудования центробежной машины, действующего в цехе изложниц ЗАО «МРК» ОАО «ММК» 18
1.4. Уточнение требований к электроприводу центробежной-машины .22
1.5. Технико-экономическое обоснование выбора системы электропривода 26
1.6. Основные задачи диссертационной работы 40
Выводы 41
Глава 2. Уточнение методики расчета энергосиловых параметров электропривода ивыбора двигателей 42
2.1. Определение инерционных параметров электропривода центробежной машины 42
2.1.1. Расчет момента инерции кокиля 42
2.1.2. Расчет момента инерции роликов 44
2.1.3. Расчет приведенного момента инерции установки 44
2.2. Расчет динамических параметров 45
2.3. Возможность снижения инерционных показателей машины 49
2.4. Определение граничных условий формирования пуско-тормозных режимов 52
2;5. Основные положения по системе ТПН-АД. Разработка силовой схемы электропривода 55
2.6. Определение мощности приводных двигателей центробежной машины 59
2.6.1. Расчет по необходимому динамическому моменту 60
2.6.2. Расчет с учетом нагрева двигателей-в пуско-тормозных режимах 62
Выводы 67
Глава 3. Разработка математической модели двухдвигательной системы ТПН-АД 69
3.1. Математическая модель асинхронногодвигателя 69
3.1.1. Учет насыщения цепи намагничивания 74
3.1.2. Учет эффекта вытеснения тока в пазах ротора 75
3.1.3. Построение математической модели АД 76
3.2. Создание модели двухдвигательного электропривода с последовательным соединением обмоток статора 79
3.3. Математическое описание тиристорного преобразователя напряжения 81
3.4. Построение тепловой модели асинхронного двигателя 86
3.5. Основные показатели эффективности электромеханического преобразования энергии 91
3.6. Оценка.адекватности построенных математических моделей 95
Выводы 104
Глава 4. Исследования пуско-тормозных режимов двухдвигательнои системы ТПН-АД с квазичастоным управлением 105
4.1. Прямой пуск электропривода центробежной машины 105
4.2. Детерминированный пуск (с ненулевыми начальными условиями) 108
4.3. Пуск при фазовом управлении 113
4.4. Пуск при квазичастотном управлении 115
4.5. Реализация торможения электропривода при квазичастотном управлении 124
4.6. Режим заливки металла рабочего слоя 129
4.7. Пуско-тормозные режимы работы электропривода на промежуточной частоте вращения 131
4.8. Сравнение энергетических показателей гидропривода и электропривода на основе двухдвигательной системы ТПН-АД 133
Выводы 136
Заключение 137
Литература 138
Приложение 149
- Особенности технологического процесса центробежного литья
- Определение инерционных параметров электропривода центробежной машины
- Математическая модель асинхронногодвигателя
- Прямой пуск электропривода центробежной машины
Введение к работе
В условиях конкуренции на рынке сбыта проката постоянное внимание уделяется качеству маталлопроката и экономичности производства. Немаловажную роль в достижении наилучших показателей производства в этой отрасли главный^ инструмент прокатного производства - прокатные валки. В настоящее время многие крупные металлургические предприятия, которые не удовлетворены показателями цена-качество валков, поставляемых заводами металлургического машиностроения5России и ближнего зарубежья, пошли по пути создания собственного производства валков. Это потребовало разработки новых технологий изготовления валков, внедрения опыта специализированных предприятий по выпуску валков, а/также привлечения зарубежного опыта [1].
Требования к прокатным валкам в настоящее время постоянно возрастают. При этом особое внимание уделяется повышению их эксплуатационных свойств, которые в основном определяются показателями твердости, прочности и термостойкости (для валков станов горячей прокатки).
Сложность изготовления' валков состоит в том, что в них должны сочетаться противоположные свойства, такие как высокая1 твердость рабочего (поверхностного) слоя и достаточно прочная сердцевина с высокими пластическими- характеристиками. Технологически- обоснованным методом изготовления производства подобных изделий! с разнородными по химическому составу металлами является последовательная заливка металлов в форму.
Используемый в настоящее время, способ изготовления прокатных валков в стационарной форме путем так называемой,«промывки» или «полупромывки» характеризуется низкое эффективностью процесса и нестабильными качественными характеристиками изделия.
Избежать недостатков стационарного способа заливки и обеспечить высокое качество валков с дифференцированными по сечению физико-механическими свойствами возможно, используя современный способ изготовления — центробежное литье.
Преимущества центробежного способа литья валков по сравнению со стационарным состоят в следующем: равномерная по* длине и сечению бочки валка толщина рабочего слоя, регулируемая в широких пределах; сокращение расхода жидкого металла; экономия легирующих элементов; практически одинаковая по длине и сечению валка высокая твердость и структура; повышение производительность труда; снижение себестоимости валков; сокращение вредных выбросов, в атмосферу и повышение культуры производства [2, 3].
Отличительной особенностью механизмов подобного рода является высокий момент инерции и как следствие — затяжной характер процесса пуска. Кроме того, продолжает оставаться' открытым вопрос рекуперации^ запасенной вращающимися массами кинетической энергии обратнов питающую сеть.
До недавнего времени, практически монопольно, для привода механизма вращения центробежных машин применялся электропривод постоянного тока, ввиду широких регулировочных возможностей данного типа привода [4]. Следует заметить, что по своим стоимостным и массогабаритным показателям; а также эксплуатационным характеристикам он уступает электроприводу переменного тока. В то же время электродвигатели переменного тока, обладая ограниченными регулировочными1 возможностями, в электроприводах центробежных машин практически не применялись. Только в*настоящее время, когда началось широкое внедрение современной полупроводниковой преобразовательной техники для электроприводов переменного тока, появилась возможность реализации электроприводов центробежных машин для литья валков на переменном токе.
Вкачестве промежуточного варианта, довольно широкое распространение на этих установках имеет гидропривод [5]. Данный тип привода, является достаточно высокотехнологичным, но вместе с этим имеет ряд недостатков, среди которых следует отметить повышенный расход электроэнергии в системе гидропривода и отсутствие возможности рекуперации запасенной кинетической энергии обратно в сеть. Ожидается, что переход к управляемому
7 электроприводу переменного тока позволит существенно повысить
энергетическую эффективность производства* валков. Кроме того; данный тип привода, полностью отвечая всем требованиям технологического процесса, является более простым и надежным, а, следовательно; менее затратным при внедрении и эксплуатации.
В1 этой связи на кафедре «Электроника и микроэлектроника» Магнитогорского государственного технического университета совместно с ЗАО «Механоремонтный комплекс» (ЗА» «МРК») АО «Магнитогорский металлургический: комбинат» (ОАО «ММК») ведутся?работы- по>модернизации механизма вращения приводных роликов* центробежной машины с целью перехода от существующей? системы гидропривода^ к электроприводу переменного тока Hat основе; двухдвигателвнош системы тиристорный преобразователь напряжения - асинхронный двигатель (ТИН-АД) [6].
Основными достоинствами данной системьт;являются;высокая надежность, удобство управлениям и низкая* стоимость. Кроме того;. возможности системы ТГШ-АД.могут быть значительно расширены за5 счет использования, наряду с фазовым; управлением, специальных способов управления; среди которых наибольшее внимание разработчиков; привлекает квазичастотное управление. Вследствие чего; интерес к.данному типу электропривода не ослабевает.
Диссертационная* работа; состоит их четырех глав, заключенияv и приложения.
В- первой главе приведена v. основная; информация о технологии центробежного литья; а также особенности изготовления прокатных валков данным способом. Представлены основные положения! по модернизации центробежной машины; действующей: в цехе изложниц ЗАО «МРК» ОАО «ММК», с целью перехода от существующей гидросистемы к электроприводу переменного тока. Сформулированы основные требования, предъявляемые к электроприводу подобных литейных механизмов с учетом особенностей технологического процесса, изготовления валков. Проведен технико-экономический анализ существующих современных способов реализации
8 электроприводов центробежных машин с горизонтальной осью вращения. В
завершении этой главы определены основные задачи»диссертационной работы.
Во второй главе диссертации приведена методика расчета инерционных параметров системы, в частности, приведенного момента инерции, прикладываемого к электродвигателям. Также определены основные динамические показатели привода установки при работе в режимах покраски кокиля и заливке металла рабочего слоя. Установлена возможность снижения инерционных параметров центробежной машины путем изменения радиуса роликов. Кроме того, рассматриваются* вопросы обеспечения надежности фрикционной связи между приводными роликами и кокилем. Представлена оригинальная силовая схема электропривода по системе ТПН—АД, позволяющая использовать один преобразователь для управления двумя электродвигателями, а также обеспечить равномерное деление нагрузки между двигателями центробежной машины. Уточнена методика расчета мощности приводных электродвигателей с учетом схемной реализации силовой. части электропривода, величины потерь энергии в двигателях в пуско-тормозных режимах и их длительности.
Третья глава посвящена разработке математической модели двухдвигательной системы ТПН-АД с последовательным соединением статорных обмоток в системе Matlab.
Приведен математический- аппарат, используемый при компьютерном моделировании асинхронных двигателей, в основе которого лежат известные в теории электрических машин уравнения Парка-Горева. Выполнена оценка наиболее важных факторов (явлений), которые необходимо учесть при построении модели. В результате была разработана математическая модель двухдвигательного электропривода с последовательным соединением статорных обмоток в трехфазной системе координат, неподвижной относительно статора, с учетом нелинейности кривой намагничивания и эффекта вытеснения тока в пазах ротора. Отличительная особенность разработанной модели состоит в том, что она позволяет исследовать
электромеханические процессы с учетом взаимосвязи приводных двигателей по
общему току статоров.
Была разработана математическая модель ТПН, в которой реализовано независимое управление питанием фаз последовательно соединенных статорных обмоток двигателей. Обоснована возможность применения системы импульсно-фазового управления с синхронизацией по напряжению.сети.
Кроме того, для- оценки температурного состояния статорных, обмоток была построена тепловая модель АД. В' основе разработанной модели, лежит метод эквивалентных тепловых схем, согласно которому АД представляется тремя телами*нагрева: обмотки статора, сталь статораи ротор.
Четвертая глава посвящена исследованиям пуско-тормозных режимов двухдвигательной системы ТПН-АД с квазичастотным управлением на математической модели.
Были рассмотрены следующие варианты реализации» процесса пуска электропривода-центробежной машины: прямой пуск АД, детерминированный (с ненулевыми начальными условиями), пуск при^ фазовом управлении преобразователем и квазичастотный пуск. Для* каждого способа пуска были рассчитаны потери энергии в статоре, роторе и- потребляемая энергия. Обоснована целесообразность использования квазичастотного управления при реализации.пуско-тормозных режимов машины «центробежного литья валков.
Проведено сопоставление энергетических показателей разработанной двухдвигательной системы ТПН-АД с квазичастотным управлением и действующего гидропривода центробежной1 машины. Рассчитаны ожидаемый экономический эффект и срок окупаемости модернизации.
Практическое внедрение результатов диссертационной работы осуществлено в цехе изложниц ЗАО «МРК» ОАО «ММК» на центробежной машине горизонтального типа для отливки листопрокатных валков (Приложение).
Особенности технологического процесса центробежного литья
Технология центробежного литья заключается в том, что жидкий металл заливают во вращающуюся с определенной скоростью литейную форму. Она вращается в течение всего времени кристаллизации металла отливки. При этом металл за счет действия центробежной силы прижимается к стенкам формы и, застывая, приобретает конфигурацию, точно соответствующую внутренним ее очертаниям [2]. Что обеспечивает получение плотных, с повышенной прочностью отливок, так как газы и шлак, обладающие меньшей плотностью в результате сепарации, вытесняются во внутренние полости отливки. Данный способ литья широко распространён в промышленности и применяется для получения отливок со свободной поверхностью - листопрокатных валков, чугунных и стальных труб, колец, втулок и т. п. [3].
Литейные центробежные машины, как правило, бывают двух основных типов: с горизонтальной и вертикальной осями вращения (рис. 1.1 а, б). Если диаметр отливки значительно меньше ее длины (трубы, гильзы, втулки), то ось вращения формы размещают горизонтально (рис. 1.1, а). Если же диаметр отливки больше, чем ее высота (колеса, шкивы, шестерни), то ось вращения располагают вертикально (рис. 1.1,6). В обоих случаях ось отливки совпадает с осью вращения формы, и внутренняя полость получается без стержней, а толщина стенки отливки определяется количеством заливаемого металла. Для отливки валков наиболее оптимальными являются машины горизонтального типа [7].
Основной фактор, определяющий качество отливки - частота вращения формы. От нее зависит плотность отливки, ее механическая прочность, однородность состава по радиальному сечению, степень удаления шлаковых включений от наружной поверхности к внутренней и правильность формы свободной поверхности отливки. Чрезмерное увеличение частоты вращения нежелательно из-за возможности образования продольных трещин на наружной поверхности отливки и разрушения формы под давлением залитого металла. Слишком низкая частота вращения формы приводит к ухудшению качества микроструктуры отливки [8].
Температура нагрева формы перед заливкой металлом и нанесение теплоизоляционного покрытия на ее внутреннюю поверхность также оказывают влияние на формирование центробежных отливок и их качество. Предварительный подогрев формы снижает тепловой удар при заливке металла, способствует лучшему распределению металла по диаметру и длине, а также повышению качества наружной поверхности отливок и снижению брака по отбелу при литье чугуна. Теплоизоляционное покрытие с одной стороны, уменьшает скорость и степень нагрева формы при заливке, а также снижает скорость охлаждения отливок, что предотвращает образование трещин, отбела и других дефектов, с другой, - предохраняет форму от преждевременного износа.
Технология, центробежного литья обеспечивает целый ряд преимуществ, зачастую недостижимых при других способах литья: равномерная твердость по всей поверхности отливки; высокая плотность и мелкозернистое строение отливок; отсутствие шлаковых и неметаллических включений; высокая производительность; возможность получения тонкостенных отливок. высокий выход годного (90-95%); Следует отметить, что центробежное литье обладает также и недостатками: химическая неоднородность в толстостенных отливках; повышенная вероятность образования трещин; деформация формы под давлением жидкого металла. Теоретическая база центробежного литья за последние годы заметно расширилась, что позволило улучшить качество, получаемых отливок. Например, можно отметить, что тридцать лет назад в качестве теплоизоляционного материала на рабочей поверхности формы широко применялся сухой кварцевый песок толщиной слоя 4-6 мм и более, что приводило к появлению сильного пригара на- поверхности отливок, высокие припуски на механообработку и« т.д. Сегодня же, цирконовая краска толщиной слоя 1 мм» позволяет полностью избежать указанных недостатков и получить чистую поверхность отливки.
Центробежное литье — динамично развивающееся производство. Только за последние десятилетия производство центробежнолитых заготовок в России выросло по массе отливки от нескольких сотен килограммов до 50 тонн, а по размерам — от 200 до 1500 мм в диаметре, по длине — до 9000 мм [9]. В последние годы широкое распространение этот способ литья, для производства валков получил в Европе и Северной Америке,-а 30-40 % валков из быстрорежущей стали изготавливают этим способом в Японии [1]. Накопленный теоретический и практический опыт позволит в ближайшие 10-15 лет идти по пути увеличения объемов производства центробежнолитых заготовок и« совершенствования оборудования для получения, отливок ответственного назначения, востребованных промышленностью, таких как: Листопрокатные валки массой до 75 тонн; Валки для сортовых и трубных станов; Валки для пищевой промышленности; Длинномерные трубы (до8000 мм); Трубы большого диаметра (до 2000 мм).
В целом следует подчеркнуть, что совершенствование технологий получения металлопродукции на основе центробежного литья - приобретает особую значимость. При этом немаловажная роль в её реализации отводится электрическому приводу машин центробежного литья.
Определение инерционных параметров электропривода центробежной машины
Момент инерции тела относительно любой оси зависит только от масс частиц тела и от их распределения в теле [40]. Таким образом, момент инерции кокиля можно определить, используя формулу (2.2). Так как внутренний диаметр кокиля не является- величиной; постоянной, следовательно, расчеты необходимо будет производить для двух участков с внутренними радиусами Щк И Я К.
Приведение инерционных масс и моментов инерции механических звеньев к валу двигателя заключается в том, что эти массы и моменты инерции заменяются одним эквивалентным моментом инерции Jnp на валу двигателя [42, 43]. При этом условием приведения является равенство кинетической энергии, определяемой эквивалентным моментом инерции, сумме кинетических энергий всех движущихся элементов механической части привода, т.е.
Так как пусковой режим начинают с нулевой скорости, следовательно, имеем сонач - 0. Длительность пуска перед покраской обычно составляет 65 секунд, а перед заливкой металла рабочего слоя обычно достигает 190 секунд.
Значение момента сопротивления в данном случае будет являться постоянной величиной, так как обуславливается только фрикционной связью в механической цепи «кокиль - ролики», а также трением в подшипниках.
Для определения величины Мс на существующей системе гидропривода центробежной машины были проведены экспериментальные исследования. Которые заключались в том, что после разгона роликов до рабочей частоты вращения (1200 об/мин) производилось отключение питания гидравлического насоса, и определялось время, за которое кокиль продолжал вращаться до полной остановки. На рис. 2.1 представлена кривая, полученная в ходе эксперимента.
Величина приведенного момента сопротивления, согласно расчетам, составляет Afc=81,2 Н-м. Необходимо отметить, что момент холостого хода гидромоторов соизмерим с моментом холостого хода электродвигателей той же мощности. Следовательно, можно сделать вывод о том, что полученную величину приведенного момента сопротивления можно использовать для расчета электромеханических параметров проектируемой системы электропривода переменного тока.
Величина электромагнитного момента, развиваемого двигателями, при заливке металла рабочего слоя, определится как: M =о)р— - + Мс. (2.19) Вследствие того, что заливка металла производится равномерно при неизменной скорости вращения роликов, выражение (2.19) преобразуется к виду: M =a p-Jnp J"p+Mc, (2.20) где t3 — длительность заливки металла рабочего слоя, которое обычно составляет 55 секунд. После заливки металла рабочего слоя и окончания процесса кристаллизации производится торможение кокиля также с постоянным угловым ускорением, длительностью не более 300 секунд. В расчете электромагнитного момента, развиваемого двигателями при торможении кокиля, необходимо учесть реактивный характер момента сопротивления машины: со. (2.21) -м. М =J vm 1У±т пр В результате расчетов по (2.17), (2.20) и (2.21) были получены и сведены в табл. 2.1 соответствующие показатели, характеризующие величину суммарного электромагнитного момента, развиваемого двумя электродвигателями при различных режимах работы центробежной машины. Таблица 2.1 Расчетные динамические показатели центробежной машины Режим Электромагнитный момент, развиваемый двумя двигателями, Н-м Пуск 927 Заливка металла в кокиль 268 Торможение 489 Темпы пуска и торможения установки на этапе покраски и заливки являются идентичными, что характеризуется постоянством и неизменностью моментов для обоих случаев. В данных расчетах не учитывались момент инерции самих электродвигателей. Однако, принимая во внимание тот факт, что масса кокиля во много раз превышает массу ротора двигателя, то при предварительных расчетах ею можно пренебречь [45].
На основании данных представленных в табл. 2.1 и величины приведенного момента сопротивления видно, что нагрузка на приводных двигателях в статическом режиме не превышает 10-20 % от значений нагрузок в динамических режимах. Следовательно, можно утверждать, чтс установившаяся (рабочая) частота вращения роликов на этапе заливки будет на 1-2% ниже синхронной частоты вращения приводных двигателей. Таким образом, принимая установившуюся частоту вращения роликов равной синхронной частоте вращения двигателей, погрешность, вносимая в расчеты, будет несущественной.
Согласно технологической инструкции частота вращения роликов на этапе заливки составляет 1200 об/мин (125,67 рад/с). В случае использования в качестве приводных электродвигателей1 с частотой вращения магнитного поля 1500 об/мин, рабочая частота вращения роликов литейной машины, а, следовательно, и кокиля увеличится на 25 %. Данная ситуация является допустимой по технологии изготовления валков, однако не рациональной с позиции энергетики электропривода. Напротив, использование в качестве приводных двигателей с частотой вращения магнитного поля 1000 об/мин приведет к снижению рабочей частоты вращения роликов, и как следствие — кокиля на 17 %. Что является не допустимым по технологическим требованиям, так как при этом ухудшается качество макроструктуры отливаемого валка [12]. В связи с этим представляется целесообразным изменить диаметры приводных и опорных роликов таким образом, чтобы возможно было использовать электродвигатели со значениями частоты вращения магнитного поля 1000 или 1500 об/мин, а частота вращения кокиля при этом оставалась неизменной. Кроме того, произведем аналогичные вычисления для двигателей с частотой вращения магнитного поля 750 и 3000 об/мин.
Передача механической энергии от приводных роликов к кокилю осуществляется только посредством фрикционной связи между ними. Следовательно, возможна ситуация когда происходит срыв контакта в механической системе «приводные ролики — кокиль». В этой связи, определение условий при которых возникает срыв контакта, является важной технологической задачей, в результате решения которой определяются граничные значения моментов в пуско-тормозных режимах.
Повышенный темп разгона (торможения) может привести к проскальзыванию между кокилем и приводными роликами, в результате чего, возникает повышенный износ поверхности кокиля и могут возникнуть другие негативные последствия, вплоть до ухудшения качества макроструктуры отливки.
Развитию теории и практики тиристорных асинхронных электроприводов способствовали исследования и разработки Московского энергетического института (МЭУ), Уральского политехнического института (УТТУ — УПИ), Одесского политехнического института и ВНИИэлектропривод (ОАО «Электропривод»). Результаты этих исследований нашли обобщение в работах Петрова Л.П., Масандилова Л.Б., Шубенко В.А., Браславского И.Я, Зюзева A.M. и других авторов [25-32, 48-54].
Тиристорный преобразователь напряжения представляет собой шесть тиристоров, включенных попарно встречно-параллельно в статорные цепи трехфазного асинхронного двигателя (рис. 1.7, а). Такой преобразователь предназначен для регулирования 1-й, или основной, гармоники питающего двигатель напряжения изменением угла открытия тиристоров а в диапазоне от а = Фн до а = 180 (где (рн — угол отставания тока от напряжения при синусоидальном питании, т.н. фазовый угол нагрузки). В этом случае действующее фазное напряжение первой гармоники изменяется от номинального значения до нулевого [25]. При этом частота переменного тока основной гармоники остается неизменной и равна частоте сети.
Математическая модель асинхронногодвигателя
Асинхронный двигатель можно представить как совокупность сложных трехмерных электрических и магнитных цепей, содержащих участки с различными магнитными проницаемостями. Поэтому точное описание реального двигателя с помощью уравнений Максвелла оказывается практически невозможным. При исследованиях и инженерных расчетах пользуются упрощенными представлениями- о физических процессах в машине, приближенно учитывая, а в некоторых случаях и вообще не рассматривая влияние меняющегося насыщения магнитной, цепи, эффекта вытеснения тока, потерь в» стали, полигармонического состава токов и других факторов. Уравнения, записанные с такими допущениями; являются лишь приближенной математической моделью реального двигателя1. Однако в большинстве случаев они описывают электромагнитные явления в двигателе и его поведение с достаточной для практических целей точностью [49].
Разработке математических моделей АД , а также их уточнению и адекватности посвящено- большое количество трудов- [22, 28, 44, 49, 60-73]. Заметный вклад в теорию переходных процессов в- машинах переменного тока и ее приложению к асинхронным электродвигателям внесли И.П. Копылов [61-63], Л.П. Петров [28, 48, 49], К.П. Ковач и И. Рац [60], В.И. Ключев [44], Р.Т. Шрейнер [22, 59] и другие авторы.
Электромагнитные процессы в трехфазной симметричной асинхронной машине (AM), если напряжения» на ее обмотках синусоидальные, обычно сводятся к процессам в эквивалентной двухфазной [68]. Однако при несинусоидальных напряжениях, возникающих при питании машины от полупроводниковых преобразователей, характеризующихся переменной структурой силовой цепи со сложным и иногда прерывистым характером электромагнитных процессов, приводить машину к двухфазной не правомерно, так как поля в зазоре двухфазной и трехфазной машин в этих условиях отличаются друг от друга [63]. К данному классу преобразователей относятся непосредственные преобразователи частоты и тиристорные преобразователи напряжения. В этом случае целесообразно в качестве математической модели использовать систему дифференциальных уравнений в трехфазных координатных осях «а, Ь, с», записанную для реальных фазных величин статора и преобразованных величин ротора [63, 67].
Использование данной модели позволит получить реальные динамические процессы изменений напряжений и токов в полупроводниковых ключах при их коммутации, правильно определить интервалы включенного и выключенного состояний тиристоров и достоверно рассчитать токи и все необходимые характеристики AM.
Если подставить выражения (3.2) в (3.1) с учетом (3.3)-(3.6), то в результате получатся довольно громоздкие уравнения с несколькими десятками членов, содержащих переменные коэффициенты. Чтобы избавиться от переменных коэффициентов, целесообразно перейти к неподвижной системе координат. Проецируя результирующие вектора реальных токов и потокосцеплений ротора на оси А, В, С статора, находим выражения для преобразованных значений.
Обычно магнитное состояние электрической машины характеризуется положением рабочей точки, близко расположенной к нелинейному участку кривой намагничивания. Поэтому в переходных и установившихся режимах следует учитывать изменение во времени индуктивностей, обусловленных нелинейностью кривой намагничивания. При этом следует также принять во внимание, что индуктивности рассеяния статора и ротора мало зависят от насыщения машины, так как их поля замыкаются по воздуху. Поэтому будем учитывать влияние насыщения только на взаимную индуктивность Lm.
Наиболее распространенным способом учета насыщения магнитной цепи AM является определение величины взаимной индуктивности из зависимости главного потокосцепления ц/т от тока намагничивания im (\j/m = /(/,„) -кривая намагничивания).
С увеличением частоты тока в стержнях обмотки короткозамкнутого ротора возникает эффект вытеснения тока, в1 результате которого плотность тока в верхней части стержней возрастает, а в нижней уменьшается, при этом активное сопротивление ротора увеличивается, а индуктивное уменьшается.
Исследования на математических моделях AM показывают, что нелинейное изменение сопротивлений ротора оказывает наибольшее влияние на динамику при пуске асинхронных двигателей [63, 71, 73]. За счет эффекта вытеснения тока в пазах короткозамкнутого ротора увеличивается начальный момент двигателя, снижаются ударные токи, и уменьшается время разгона.
Задачу эффекта вытеснения тока впервые рассмотрел Ф. Эмде. Вытеснению тока подвержены только части обмотки ротора, расположенные в пазу, и не подвержены части обмотки, расположенные вне паза.
Разработанная математическая модель короткозамкнутого АД была реализована в программной среде Matlab, в частности в его инженерном приложении Simulink [64, 77, 78]. На рис. 3.2 представлена структурная схема модели, построенная согласно выражениям (3.12)-(3.22) [79]. В блоке (1) происходит вычисление величины взаимной индуктивности Lm согласно выражениям (3.12) и (3.15). Блок (2) учитывает наличие эффекта вытеснения тока в стрежнях ротора, осуществляя расчет значений Rr, lr по формулам (3.16)-(3.18).
При коммутации трехфазных цепей форма тока и напряжения нагрузки зависят от величины угла а и от схемы соединения тиристорных элементов. Согласно предложенной схеме включения ТПН (рис. 2.4), ток через тиристоры в каждой фазе не зависит от токов других фаз.
Основной особенностью, отличающей асинхронный двигатель от трехфазной активно-индуктивной нагрузки, является наличие магнитной связи между обмотками фаз статора и ротора, а также влияние на эту связь частоты вращения двигателя; Поэтому в обмотке фазы АД; отключенной от сети.; наводится ЭДС вращения, значение которой, как и других параметров АД, зависит от скольжения. Электродвижущая сила существенно изменяет форму фазного напряжения по/сравнению с активно-индуктивной нагрузкой. Поэтому единственным:практически возможным методомфасчета токов и напряжений в цепях АД, управляемого ТГПТ; является метод математического моделирования [26].
Так как падение напряжения на тиристорах- в их проводящем состоянии на несколькопорядков;меныпенапряжения сети, а ток в непроводящем состоянии несоизмеримо меньше; среднего значения тока; нагрузки; можно считать,,что при проводящем состоянии тиристоров их сопротивление равно нулю, а при? непроводящем - бесконечность. Таки образом, тиристор при моделировании может быть представлен как идеальный = ключ- имеющий два. состояния — разомкнут и замкнут.
Прямой пуск электропривода центробежной машины
Прямой пуск является самым простым способом пуска АД с короткозамкнутым ротором. В этом случае обмотка статора непосредственно подключается к сети. При его реализации возникают два неблагоприятных фактора, а именно [100]: пуск сопровождается броском статорного тока, достигающим 5-7 кратного значенияпо отношению к номинальному; ударный электромагнитный момент, передающийся через вал двигателя на приводимый в движение механизм, на начальном этапе пуска содержит вынужденную составляющую в виде знакопеременного момента.
Рассмотрим последствия действия этих факторов: Большой начальный пусковой ток при частых пусках может привести-к выходу из строя двигателя вследствие разрушения изоляции обмоток. Разрушение происходит по двум причинам: механические разрушениями снижение изоляционных характеристик из-за превышения допустимой температуры. Первая причина связана с тем, что на обмотки двигателя действуют электродинамические усилия, величина которых пропорциональна квадрату протекающего тока. Так как пусковой ток в 5-7 раз превышает номинальный, следовательно, в 25-49 раз возрастают электродинамические усилия, действующие на обмотки. Они приводят к механическим перемещениям обмотки в пазовой и лобовой частях, которые разрушают изоляцию [101]. Вторая причина - термическое разрушение изоляции — связана с тем, что обмотки АД подвергаются интенсивному нагреву, из-за больших пусковых токов. Выделяющееся при этом тепло не успевает отводиться в магнитопровод или наружу, что вызывает резкое увеличение температуры обмотки и, как следствие, изоляции. При превышении температурой изоляции установленного для нее порога в последней происходят необратимые физико-химические процессы, приводящие к ускоренному старению изоляции. Тепловыделение в обмотках пропорционально квадрату величины тока [85].
Значительные колебания электромагнитного1 момента АД на начальном этапе пуска, которые могут превышать 5-6 кратное значение номинального момента, отрицательно влияют на все элементы кинематической цепочки привода. В результате, ударные нагрузки приводят к поломкам валов, соединительных муфт, редукторов И другим неполадкам.
Еще более неблагоприятны для асинхронных двигателей продолжительные пусковые режимы. Так как с увеличением» длительности прямого пуска увеличивается также и длительность воздействий его негативных факторов на электропривод. Затяжной пуск в высокоинерционных механизмах при больших токовых нагрузках может привести к перегреву изоляции, обмотки двигателя и выходу его из строя.
Следует также заметить, что прямой пуск двигателя большой мощности, сопровождаемый протеканием значительных пусковых токов, сравнимых по величине с токами металлического короткого замыкания, приводит к глубоким просадкам напряжения питающей сети при каждой операции пуска, что отрицательно сказывается на работе, как других потребителей; так. и самого двигателя (затягивание пуска). Такие явления могут быть в маломощной сети или при большом удалении от подстанции пускаемого двигателя. Поэтому пуск асинхронных двигателей без применения, средств, ограничивающих пусковой ток, допускается, лишь в. том случае, если номинальная мощность двигателя не превышает 25 % мощности трансформатора, питающего электросеть цеха.
Анализ представленных осциллограмм позволяет говорить о том, что негативные факторы характерные для прямого пуска АД являются неприемлемыми в проектируемой системе электропривода. Во-первых, колебания развиваемого двигателем электромагнитного момента на начальном этапе пуска превышают величину предельно допустимого момента Мдоп.
Следовательно, в этой ситуации неизбежно возникнет срыв контакта между приводными роликами и кокилем. Во-вторых, большая кратность пускового тока и длительность его протекания приводят к перегреву изоляции обмоток двигателей. На осциллограммах моменты времени, когда температура обмотки достигнет предельно допустимой величины, отмечены знаком «х». На основании вышеизложенного можно сделать вывод о том, что прямой пуск является, неприемлемым для электропривода центробежной машины, так как приводит, во-первых, к срыву контакта между приводными роликами и кокилем на начальном этапе и, во-вторых, неизбежному перегреву изоляции обмоток.
Анализ приведенных в таблице данных позволяет говорить о том, что основные энергетические характеристики прямого пуска при номинальном напряжении и в двухдвигательной системы отличаются незначительно.
Образование знакопеременных переходных моментов при пуске можно представить следующим образом. При коммутации статорных цепей двигателя возникает апериодическая свободная составляющая магнитного потока. Наводя в короткозамкнутой обмотке ротора апериодическую составляющую тока, свободная составляющая потока сцепляется с обмоткой и начинает вращаться в пространстве вместе с ротором. Если обмотка статора также замкнута, то наводимые в ней токи препятствуют перемещению свободной составляющей потока. В результате взаимодействия свободной составляющей тока ротора с установившейся составляющей потока образуется основная составляющая переходного электромагнитного момента. Частота пульсаций переходного момента изменяется с изменением скорости ротора, а их амплитуда уменьшается вместе с затуханием свободной составляющей потока. Пульсирующая переходная составляющая момента накладывается на его постоянную составляющую, образованную вынужденными составляющими магнитного потока и тока ротора. Совместное действие переходной и постоянной составляющих создает результирующий знакопеременный электромагнитный переходный момент [26]. Ограничение и даже полное подавление знакопеременных переходных моментов без снижения среднего пускового момента двигателя и, следовательно, его быстродействия может быть достигнуто путем создания благоприятных ненулевых начальных электромагнитных условий. Для, этого необходимо создать начальное потокосцепление 5(о), равное его установившемуся значению для неподвижного АД; которое определяется состоянием, системы питающих напряжений us в момент подключения. При соблюдении этого условия свободная составляющая потока не возникает и, следовательно, не возникают переходные моменты. Следует заметить, что при создании начального потокосцепления ударное значение пускового тока не ограничивается, поскольку переходный ток не зависит от изменения магнитного потока, а значение приложенного напряжения, остается равным номинальному [28].
Результирующий вектор напряжения трехфазной системы us, определяющий направление i//s(o) по условию (4.1), зависит от мгновенных значений фазных напряжений и совпадает с их максимумами. Поэтому если вектор y/s (о) перпендикулярен какой-либо из обмоток, то, учитывая поворот на 90, определяемый сомножителем —j в (4.1), подключение АД к трехфазной системе следует производить только в максимуме напряженияэтой фазы [48].
Отсюда следует, что на практике безударный, пуск должен осуществляться пофазным включением АД. Вначале включаются две фазы статора на линейное напряжение, а включение третьей фазы должно производится в момент времени, соответствующий любому из максимумов ее напряжения. Во избежание появления апериодической составляющей тока намагничиваниями подключении первых двух фаз, его необходимо также производить в максимуме линейного напряжения этих фаз. В связи с указанными особенностями реализации данный способ пуска получил также название «пофазный».
Похожие диссертации на Электропривод машины центробежного литья валков по системе ТПН-АД с квазичастотным управлением
