Подякувати Студентському архіву довільною сумою
Admin
26.02.2023 12:38
Дякуємо, що користуєтесь нашим архівом!
Автоматизований електропривід валків дресувального стану
Інформація про навчальний заклад
ВУЗ:
Інші
Інститут:
Не вказано
Факультет:
УІ
Кафедра:
Не вказано
Інформація про роботу
Рік:
2024
Тип роботи:
Бакалаврська робота
Предмет:
Електропривід і автоматизація
Частина тексту файла (без зображень, графіків і формул):
ЗМІСТ
ВСТУП…………………………………………………………………………………….6
РОЗДІЛ 1. Технологічні режими роботи кліті дресувального стану та
вимоги до електроприводу……………………………………………….…………..…7
1.1. Технічна характеристика стану та опис його роботи………………………....7
1.2. Обгрунтування вибору системи електроприводу та принципу керування
його координат……………………………………………………………….….12
РОЗДІЛ 2. Розрахунок і вибір привідного двигуна……………………………….....14
РОЗДІЛ 3. Розрахунок та вибір елементів схеми силової частини по колу якоря....18
3.1. Порівняльний аналіз та вибір схеми керованого перетворювача…………18
3.2. Розрахунок елементів силової частини ТП………………………….19
3.2.1. Розрахунок та вибір вентилів………………………………...….19
3.2.2. Розрахунок та вибір трансформатора………………………………….21
3.2.3. Розрахунок згладжувального дроселя………………………………..24
РОЗДІЛ 4. Оптимізація замкненої САК по колу якоря………………………………27
4.1. Розрахунок параметрів САК по колу якоря……………………………....…27
4.2. Розрахунок і вибір елементів системи регулювання струму………….….29
4.3. Розрахунок і вибір елементів контуру регулювання швидкості…………33
4.4. Система вирівнювання навантажень двигунів двох валків…………………35
РОЗДІЛ 5. Розробка замкненої двозонної САК………………………………………38
РОЗДІЛ 6. Економічна частина…………………………………………..…………..40
6.1. Дослідження ринку двигунів та системи керування……………..…………40
6.2. Розрахунок повної собівартості та ціни проектованого виробу…………….42
6.3. Розрахунок поточних витрат у споживача при використанні
нового і базового виробу……………………………………………………….44
6.4. Розрахунок капітальних витрат у споживача………………………….…….45
РОЗДІЛ 7. Охорона праці…………………………………………………………..…..46
7.1. Характеристика технологічного процесу холодного прокатування
металу в кліті дресувального стану…………………………………………...46
7.2. Технічна безпека……………………………………………………………….47
7.3. Електричний захист та розрахунок заземлення……………………………..48
7.4. Пристрій захисного вимкнення………………………………………………..50
ВИСНОВКИ………………………………………………………………………….….51
СПИСОК ВИКОРИСТАНИХ ДЖЕРЕЛ………………………………………….....52
ВСТУП
У випадках, коли відношення поверхні прокатуваного листа до його об'єму є досить великим і при цьому швидке охолодження металу не дає можливості забезпечити високу температуру в деформаційній зоні, використовується холодне прокатування. Холодне прокатування надає виробам високої точності розмірів і якості поверхні, що є неможливим при гарячому прокатуванні. Холодне прокатування порівняно з гарячим має дві великі переваги: по-перше, воно дозволяє виробляти листи і смуги товщиною до декількох мікрон, що гарячим прокатуванням недосяжно; по-друге, воно забезпечує одержання продукції більш високої якості за всіма показниками – точності розмірів, обробці поверхні, фізико – механічними властивостями. Ці переваги холодного прокатування зумовили його широке використання як у чорній, так і в кольоровій металургії.
В даний час частка холоднокатаних листів в загальній масі тонколистового прокату становить близько 50 %. Основну масу ( приблизно 80 %) холоднокатаних листів складає низьковуглецева конструкційна сталь товщиною 0,5-2,5 мм, шириною до 2300 мм. Таку тонколистову сталь широко використовують в автомобілебудуванні, тому часто її називають автолист. Методом холодного прокатування виробляють майже всю жерсть – продукцію, що йде у великих кількостях для виготовлення харчової тари, зокрема консервних банок. Матеріалом для жерсті також служить низьковуглецева сталь, але в більшості випадків жерсть випускають із захисним покриттям, найчастіше – олов'яним. Жерсть прокатують у вигляді смуг товщиною 0,07-0,5 мм, шириною до 1300 мм.
Всі ці переваги холодного прокатування листового прокату, гостро порушують питання про необхідність модернізації існуючого виробництва, з метою підвищення рентабельності виробництва і поліпшення якості готової продукції. Застосування сучасних автоматизованих виробничих систем, що базуються на мікропроцесорній техніці, в комплексі з грамотно побудованою системою керування дозволить істотно поліпшити якісні характеристики даного технологічного процесу і вивести його на новий рівень.
РОЗДІЛ 1
ТЕХНОЛОГІЧНІ РЕЖИМИ РОБОТИ КЛІТІ ДРЕСУВАЛЬНОГО СТАНУ ТА ВИМОГИ ДО ЕЛЕКТРОПРИВОДУ
1.1. Технічна характеристика стану та опис його роботи
На даному стані здійснюється дресування холоднокатаних листів з сумарним обтисненням смуги – до 5 %. Стан складається з двох клітей (чорнової і чистової), розмотувача і моталки. Розмотувач призначений для вибору потрібного положення рулону відносно осі стану, для подачі кінця смуги в натяжні ролики та для створення заднього натягу. Моталка призначена для тісного намотування дресованої смуги в рулон і для створення переднього натягу. Робочі кліті призначені для дресування стрічки. 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.
Прокатний стан являє собою комплекс обладнання, призначеного для здійснення пластичної деформації металу в валках, а також транспортних та допоміжних операцій. Основною робочою частиною прокатного стану є прокатні валки, між якими метал деформується.
Обладнання прокатного стану поділяється на основне, яке служить безпосередньо для деформації металу ( кліті з валками, привідний двигун валків, редуктори, шестеренні кліті ), та допоміжне – обладнання, яке необхідне для здійснення технологічного процесу прокатки ( механізми встановлення відстані між валками, механізми транспортування металу, механізми різання, намотування та розмотування та ін.).
Робочі кліті прокатних станів залежно від розташування валків і їх числа діляться на наступні шість груп: дуо, тріо, кварто, багатовалкові, універсальні і кліті спеціальної конструкції. Для дресування смуг і листів найчастіше застосовують кліті кварто, які 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.
Дресувальні стани є одно і двоклітьові. Одноклітьові стани розраховані на полистове і рулонне дресування, а двоклітьові – тільки на рулонне. На деяких станах перед і за робочою кліттю передбачають натяжні пристрої S-подібного типу, за допомогою яких дресують смуги товщиною до 1мм. Нові 1-клітьові стани будують найчастіше без натяжних пристроїв або з одним натяжним пристроєм на виході смуги зі стану. Оскільки натяжні пристрої потрібні при дресуванні дуже тонких смуг, то їх майже завжди встановлюють на 2-клітьові стани.
Робочі кліті дресувальних станів оснащені станинами закритого типу і механізмами врівноваження робочих і опорних валків, пристроями вигину робочих валків, натискним пристроєм.
При технологічному процесі виробництва холоднокатаного листа, виділяють такі 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;
додаткове холодне прокатування після термічної обробки з невеликим обтисненням (дресуванням);
остаточна обробка (виправлення, різання на карти, обрізка крайок, та інше).
Рулон, який пройшов прокатування, 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, яка відповідає 0,75 ( 2 м/с, подається послідовно в першу і другу кліті. Після виходу із другої кліті передній кінець смуги заправляється на барабані моталки. Коли моталка з заправленим переднім кінцем 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. Після чого змотаний в рулон знімається з моталки і відправляється для подальшої обробки.
Робоча швидкість прокатування становить до 40 м/с. В процесі пуску та гальмування стану швидкість прокатування змінюється від нуля до повної. При збільшенні швидкості прокатування і зберіганні незмінним проміжку між валками товщина металу не залишається сталою, вона зменшується (явище “ефекту швидкості”).
В деяких випадках зменшення товщини смуги при переході від заправної швидкості до повної може досягати 20 ( 40 %. 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. Відсутність натягу вважається аварійним режимом, оскільки вона може привести в кращому випадку до неякісної поверхні, а в гіршому – до утворення петель, попадання петлі в валки і до поломки валків. Абсолютна величина питомого натягу теоретично може досягати границі текучості. Однак переважно використовують питомий натяг, що не перевищує 50 ( 60 % від границі текучості.
Лист після холодного прокатування, щоб бути здатним до подальшої деформації (штампування), піддається термообробці, яка виконується в спеціальних камерних печах при температурі 600 ( 700 (С. Випалений лист поступає на дресувальний стан, на якому здійснюється холодне прокатування з малим обтисненням порядку 0,5 ( 2 %.
На рис.1.1. показано:
1 – станина;
2 – прокатні валки;
3 – універсальний шпиндель;
4 – проміжний вал;
5 – приводний двигун;
6 – робочі валки.
/
1.2. Обгрунтування вибору системи електроприводу та принципу керування його координат
Як правило, найпоширенішими вимогами до електроприводів прокатних станів, є такі:
висока перевантажувальна здатність двигуна;
часті пуски та гальмування;
висока швидкодія в перехідних режимах та стабільність координат в усталених режимах;
широкий діапазон регулювання швидкості.
Ці вимоги можуть бути забезпечені електроприводами постійного струму. В крупних 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).
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.
Згадані вище заходи дозволяють збільшити номінальну потужність на полюс. Однак, при збільшенні потужності двигуна його момент інерції зростає швидкіше від обертаючого моменту (потужності). Тому не випадково, що 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.
Виходячи з умов роботи кліті та із вимог технологічного процесу, сформулюємо вимоги, які повинна забезпечувати САК електроприводу кліті:
швидкість дресування має регулюватися в межах від мінімальної (0,75 м/с) до максимальної (40 м/с);
допустиме відхилення співвідношення швидкостей робочих валків у всіх режимах має витримуватися з точністю близько 1 %;
забезпечення зміни швидкості двигунів кліті при незмінному темпі наростання та зниження швидкості;
забезпечення роботи стану в режимах поштовхів;
можливість зміни жорсткості механічних характеристик, або забезпечення їх абсолютної жорсткості;
автоматичне сповільнення стану при підході зварних швів при закінченні прокатування;
аварійне гальмування при обриві смуги.
Отже в нашому випадку загальний діапазон регулювання швидкості буде визначатися співвідношенням граничних швидкостей дресування – максимальної і мінімальної:
(1.1)
Потужності двигунів сучасних неперервних станів холодного прокатування доходять до 9000 кВт і навіть вище при високих номінальних швидкостях обертання. Враховуючи те, що на даному стані прокатуються смуги різних товщин і з різним навантаженням, причому із збільшенням швидкостей навантаження знижується, для повного використання двигуна за його потужністю доцільно використовувати двозонне регулювання швидкості. Враховуючи все сказане вище, приймаємо для нашого випадку реверсивний електропривід з двигуном постійного струму з двозонним регулюванням швидкості.
РОЗДІЛ 2
РОЗРАХУНОК І ВИБІР ПРИВІДНОГО ДВИГУНА
Вибір двигуна і САК електроприводу ми повинні робити з умов розрахунку оптимальної потужності, передбачивши такий фактор, як забезпечення потрібного діапазону регулювання швидкості з дотриманням при цьому бажаної стабільності швидкості в усьому діапазоні її зміни. В нашому випадку для забезпечення роботи стану може бути застосований як асинхронний двигун, так і двигун постійного струму. Також можна вибрати двигуни 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 ωоп = 47,124 1/с. На таку номінальну кутову швидкість існують двигуни промислового виконання. Тому ми можемо застосовувати безредукторний варіант. 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, що має суттєве значення для підвищення надійності і довговічності роботи електроприводу, скорочення пуско-гальмівних режимів. Тому приймаємо електропривід безредукторний.
Порівнюючи варіанти двигунів на постійному і на змінному струмах, з врахуванням необхідної високої жорсткості характеристик та широкого діапазону регулювання, приймаємо електродвигун постійного струму.
Вибираємо систему електроприводу, тобто тип джерела, від якого живитиметься якір двигуна. Сучасні напівпровідникові перетворювачі будуються на основі силових напівпровідникових елементів – тиристорів. Перетворювачі на їх базі використовуються для живлення двигунів як постійного, так і змінного струму. Раніше такі тиристорні перетворювачі виготовлялися на малі потужності – з огляду на низькі номінальні струми тиристорів. На сьогоднішній день силові тиристори мають такі номінальні параметри, які дозволяють робити на їх базі перетворювачі з номінальною потужністю такою ж, як і реально застосовувані двигуни.
До переваг тиристорних перетворювачів можна віднести:високий ККД (0.97 – 0.98); малі габарити і вага, а тому і більша питома потужність; висока механічна міцність вентиля; можливість роботи при будь-яких положеннях в просторі; великий термін служби і хороша надійність тиристорів та перетворювача в цілому; допустимий інтервал температур від – 60˚ до +130˚; мала потужність керування; досить висока швидкодія при вмиканні (1- 6 мкс) і готовності до роботи; не потрібно часто доглядати та обслуговувавти.
Проте, поряд з перевагами, тиристорні перетворювачі мають також і недоліки. Це, зокрема, зниження коефіцієнта потужності при збільшенні глибини регулювання напруги і швидкості двигуна; невелика перевантажувальна здатність тиристорів за струмом і напругою; спотворення форми напруги мережі. Фактично ТП можна розглядати як джерело високочастотних коливань, які віддаються в мережу і спотворюють її, тому чим більша потужність ТП, тим ця шкода більша; наявність пульсацій випрямленої напруги та струму, їх зростання при збільшенні кута керування. Це викликає погіршення умов комутації електродвигуна і призводить до його додаткового нагрівання від втрат в сталі при пульсуючому струмі.
Якщо застосувати спеціальні заходи і зробити правильний розрахунок тиристорів і режимів роботи, то в більшості випадків вказані недоліки можна значно знизити. Тому електроприводи за системою ТП-Д знайшли дуже широке застосування. Тому в даній роботі для приводу валків в кліті приймаємо електропривод за системою ТП-Д. Для того щоб повністю використати двигун за допустимим навантаженням, потрібно також зробити вибір принципу регулювання швидкості двигуна. Таких принципів може бути два – зі сталим моментом та із сталою потужністю. В першому випадку при зміні швидкості момент навантаження має бути незмінним, а в другому – із зростанням швидкості статичний момент падає.
За величиною встановленої потужності двигун найкраще буде використаний тоді, коли характер зміни його допустимого моменту від зміни швидкості буде таким, як і характер зміни моменту при зміні швидкості самого механізму. В тонколистових прокатних станах високі швидкості застосовуються при зменшених моментах навантаження, тобто приблизно при Рс = Мс.ω = const – зі сталою потужністю. А починаючи з деякої проміжної швидкості і нижче при даній потужності момент збільшити понад допустимий неможливо, тому при дальшому зменшенні швидкості треба зберігати Мс = const, тобто регулювання швидкості буде здійснюватись з постійним моментом. Відомо, що таке регулювання найкраще здійснювати зміною напруги на якорі від 0 до U = Uн. Збільшення швидкості вище від ωн можна здійснити зменшенням потоку збудження двигуна. При цьому М΄с = кФ΄Ін = varia, тобто із збільшенням швидкості момент навантаження має бути знижений, а саме це і вимагається технологічним процесом. Тому в нашому випадку приймаємо двозонне регулювання швидкості – від 0 до номінальної зміною напруги на якорі (від V = 0 до V = 25 м/с), тобто з Мс = const, а швидкість вищу від номінальної (від V > 25 м/с до V = 40 м/с) – ослабленням потоку збудження, тобто з Р = const. В такому випадку ми найкращим чином будемо використовувати двигун за потужністю.
Потужність прокатних двигунів переважно розраховується за певними емпіричними даними та формулами, в які входить ряд конструктивних коефіцієнтів, що враховують пластичні властивості металу, його розміри, а також розміри валків. Розрахунок ведеться від визначення величини тиску валків в точці деформації. Цей тиск визначається за допомогою аналітичних формул, які уточнені заводом-виготовлювачем прокатного обладнання. Дані по питомому тиску для різних програм прокатування приведені в Заводському формулярі. Після підстановки числових значень отримаємо сумарний крутний момент на валах двигунів:
М∑дв = 67,163∙103 Н.м, (2.1)
Величину кутової швидкості визначимо із співвідношення:
ωоп = V/Rоп = 25/0,7 = 35,71 рад/с, (2.2)
де V = 25 м/с – максимальна швидкість при Мс = const.
Сумарна потужність двигуна буде:
Р∑ = М∑дв . ωоп = 67,163 . 103 . 35,71 = 2380 кВт. (2.3)
В нашому випадку опорні валки приводяться в рух двома однаковими двигунами, тому потужність одного двигуна буде дорівнювати:
кВт. (2.4)
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 β=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 ТА ВИБІР ЕЛЕМЕНТІВ СХЕМИ СИЛОВОЇ ЧАСТИНИ ПО КОЛУ ЯКОРЯ
3.1. Порівняльний аналіз та вибір схеми керованого перетворювача
Основним елементом перетворювачів є комутаційні пристрої, які періодично переривають струм, або змінюють його напрям. Основним елементом комутаційного пристрою є тиристор. В залежності від умов та потреб ТП 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. Така властивість ТП дозволяє забезпечити роботу двигуна і в рушійному режимі, і в режимі генератора. Якщо привід має бути реверсивним, то схема повинна мати два комплекти випрямлення – для обох полярностей випрямленої напруги.
Однофазні схеми випрямлення використовуються в якірних колах і колах збудження двигунів невеликої потужності (до 10-15 кВт). Багатофазні схеми використовуються в основному для якірних кіл двигунів потужністю понад 15 — 20 кВт і рідше для живлення обмоток збудження. У порівнянні з однофазними багатофазні схеми випрямлення мають цілий ряд переваг. Основними з них є: менші пульсації випрямленої напруги і струму, краще використання трансформатора і тиристорів, симетрична навантаження фаз мережі живлення. Пульсації струму викликають додаткове нагрівання двигуна і необхідність вибирати його з більшим запасом. 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. Силова частина схеми матиме вигляд, показаний на рис.3.1.
/
Рис.3.1. Схема якірного кола двигуна
3.2. Розрахунок елементів силової частини ТП
3.2.1. Розрахунок та вибір вентилів. Вибір тиристорів здійснюється за середнім значенням анодного струму та величиною максимальної зворотної напруги. Після цього вони повинні бути перевірені на перевантажувальну здатність згідно з допустимими значеннями, що приводяться в каталогах.
Визначаємо максимальне середнє значення струму через вентиль:
(3.1)
де Кi – коефіцієнт допустимого перевантаження двигуна по струму.
При виборі тиристорів повинна виконуватись умова:
, (3.2)
Приймаємо тиристори на номінальний струм 2000 А.
Величина максимального значення зворотної напруги на тиристорах буде рівною:
, (3.3)
де К3 = 1,3 – коефіцієнт запасу по напрузі;
Еd0 = КuЕ2 – середнє значення випрямленої ЕРС при (=0, виходячи з реального значення ЕРС вторинної обмотки вибраного трансформатора.
, (3.4)
Підставляючи ці значення, отримаємо:
В, (3.5)
Вибрані тиристори повинні бути на зворотну напругу, не меншу, ніж 1100 В, тобто не нижчі 11-го класу, але тиристори марки Т673 виготовляються класами починаючи з 12 класу, тому обираємо тиристори 12 класу.
Вибираємо тиристор типу: Т673 – 2000, з такими номінальними параметрами: Іасер = 2000 А; Uзв = 1200 В; rд = 0,125 ∙ 10-3 Ом; U0 = 0,94 В.
Допустима потужність втрат тепловиділення в тиристорі за умови його роботи в класифікаційній схемі:
(3.6)
де Кф.кл. = 1,57 – коефіцієнт форми струму тиристора для класифікаційної схеми випрямлення.
Потужність втрат тепловиділення в тиристорі при роботі в реальній схемі випрямлення:
(3.7)
де Kф.р = 1,73 - коефіцієнт форми струму тиристора.
Перевірка тиристора:
перевірка тиристора за умовою допустимого нагріву здійснюється на підставі порівняння величин (Ркл. и (Рр :
(Ркл ≥ (Рр, (3.8)
Тиристор відповідає умові перевірки.
3.2.2. Розрахунок та вибір трансформатора. На основі паспортних даних двигуна максимальна розрахункова випрямлена напруга при номінальному навантаженні має бути рівною його номінальній напрузі:
, (3.9)
Номінальний випрямлений струм перетворювача має бути рівний його номінальному струму:
, (3.10)
Орієнтовна величина потужності первинної обмотки трансформатора визначається наступним чином:
, (3.11)
Тоді необхідна потужність трансформатора буде рівною:
, (3.12)
Вибираємо трансформатор типу ТРМП 4000/10Р з такими номінальними даними:
Потужність трансформатора SТ = 2330 кВА
Номінальна напруга U1/U2 = 10000/600 В
З(єднання обмоток зірка/зірка
Напруга короткого замикання ек = 5,65%
Номінальний випрямлений струм Idнтр = 2240 А
Втрати короткого замикання ΔPкз = 19 кВт
Визначаємо величину індуктивного опору обмотки трансформатора:
, (3.13)
Сумарний індуктивний опір знайдемо, прийнявши коефіцієнт його збільшення рівним 1,1. Будемо мати:
, (3.14)
Активний опір обмоток трансформатора визначаємо через номінальні втрати активної потужності:
, (3.15)
Фазова ЕРС вторинної обмотки трансформатора визначиться згідно з виразом:
, (3.16)
де ΔUa = 2 B – спадок напруги на тиристорах для мостових схем;
(3.17)
де q – кількість груп вентилів, які працюють одночасно послідовно;
p – кількість груп вентилів, які працюють одночасно паралельно;
Визначимо коефіцієнт схеми Ларіонова:
, (3.18)
(min – мінімальна величина кута регулювання, яку для двокомплектних реверсивнихтиристорних перетворювачів приймають 25 30 ел. град., приймаємо (min =300,
, (3.19)
К3 – коефіцієнт запасу, який враховує можливу несиметрію кутів відкривання тиристорів по фазах, а також можливу наявність перерегулювання напруги 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, отримаємо:
Отримана величина є фазною ЕРС трансформатора. Тому лінійне значення її буде рівним:
, (3.20)
Вибраний трансформатор має вторинну номінальну напругу U2T = 600 В, тобто практично задовольняє необхідну величину максимальної напруги на вході випрямляча.
Випрямлене значення ЕРС перетворювача при мінімальному куті відкривання тиристорів буде рівним:
, (3.21)
Розраховуємо залежність вихідної напруги ТП від кута керування та напруги керування. Результати розрахунків зведені в таблиці 3.1.
Таблиця 3.1
Залежність вихідної напруги ТП від кута керування та напруги керування
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
573
654
714
751
763
/
Рис.3.2. Залежність випрямленої напруги від напруги керування
Проводячи дотичну до характеристики вхід – вихід тиристорного перетворювач, в точці номінальної роботи, розрахуємо його коефіцієнт підсилення
. (3.22)
3.2.3. Розрахунок згладжувального дроселя. Характер напруги на виході тиристорного випрямляча є пульсуючим. Тому і струм якоря двигуна буде мати пульсації. Але величина цих пульсацій буде меншою, ніж величина пульсацій напруги, бо в якірному колі є індуктивність. Пульсуюча складова струму якоря двигуна викликає вихрові струми в сталі двигуна, які 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:
, (3.23)
де еп – ефективне значення першої гармоніки випрямленої напруги у відносних одиницях;
Для ( = 900 і m = 6 (кратність пульсації) маємо еп = 0,343.
, (3.24)
iе=
I
п
І
d
– значення відносної глибини пульсації струму приймаємо в відносних одиницях, іе=0,02;
χ = 2 – схемний коефіцієнт, що дорівнює числу обмоток трансформатора в контурі струму навантаження;
Lтр – приведена індуктивність силового трансформатора.
Гн, (3.25)
Lдв – індуктивність якоря двигуна
ω – кутова частота першої гармоніки струму, для даної схеми:
рад/с, (3.26)
Індуктивність якоря двигуна буде:
Гн, (3.27)
де k = 0.1 – 0.25 – для компенсованих машин;
2р = 4 – кількість пар полюсів.
Так як зрівнювальні реактори для струму якоря є насиченими, то приймаємо
. Тоді будемо мати:
Отже з умови рівня пульсацій згладженого струму індуктивність дроселя має бути не нижчою 2,975 · 10-3 Гн.
Але згладжувальний дросель виконує ще іншу функцію – звуження зони переривчастих струмів, виходячи з найменшого струму при якому може працювати двигун. Обчислимо індуктивність дроселя з умови забезпечення неперервності струму при малих його значеннях. Найменший струм приймаємо:
, (3.28)
Тоді будемо мати:
(3.29)
З двох розрахованих значень приймаємо більше:.
Вибираємо зґладжувальний дросель типу СРОСЗ-1250М УХЛ4 з такими даними: , .
РОЗДІЛ 4
ОПТИМІЗАЦІЯ ЗАМКНЕНОЇ САК ПО КОЛУ ЯКОРЯ
4.1. Розрахунок параметрів САК по колу якоря
Приймаємо електромагнітну сталу часу ТП рівною Ттп = Т(=0,005 с.
Знайдемо значення електромагнітної Тя і електромеханічної Тм сталих часу електроприводу. Електромагнітна сталу часу кола якоря:
, (4.1)
де L(ТП – сумарна індуктивність тиристорного перетворювача, яка визначається індуктивністю трансформатора:
, (4.2)
Сумарний опір тиристорного перетворювача складається з опору фази
трансформатора Rт та еквівалентного опору анодного перекриття вентилів Rп..
Вони будуть рівні:
, (4.3)
, (4.4)
, (4.5)
Тоді активний опір перетворювача:
LЗД=0,0032 Гн – було прийнято раніше.
Опір якоря двигуна в гарячому стані:
, (4.6)
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, яка складається з опорного валка, робочого валка, шпиндельних та проміжних з’єднань опорного валка і двигуна. Їх дані відомі: Jов = 7000 кг·м2, Jрв = 910 кг·м2,
Jшз = 250 кг·м2, Jд = 575 кг·м2.
Тоді:
Конструктивна стала двигуна:
, (4.7)
Тоді електромеханічна стала часу електроприводу:
, (4.8)
Розрахуємо необхідні параметри кола зворотного зв’язку. Знаходимо коефіцієнт передачі шунта:
, (4.9)
Приймаємо величину стопорного струму рівною:
, (4.10)
Необхідний коефіцієнт підсилення давача струму розрахуємо, задаючись його максимальною вихідною напругою Uзс.мах = 9В. Будемо мати:
, (4.11)
Тоді коефіцієнт зворотного зв’язку за струмом буде рівний:
, (4.12)
Визначаємо параметри елементів кола зворотного зв’язку за швидкістю. Для отримання сигналу зворотного зв(язку за швидкістю приймаємо тахогенератор ПТ – 32 з такими номінальними даними: Рн =0,46 Вт; Ін = 0,2 А; nн = 800 об/хв;
Iвн = 0,35А; Uвн = 55 В.; Uн = 230 В.
Коефіцієнти ДШ і потенціометра П приймаємо такими, щоб на виході ДШ напруга була рівною 9В при номінальній швидкості двигуна. Тоді коефіцієнт зворотного зв’язку за швидкістю буде:
. (4.13)
де Uдш.мах – напруга на виході давача швидкості;
С = 12,341 – конструктивна стала двигуна.
4.2. Розрахунок і вибір елементів системи регулювання струму
Якщо електромеханічна стала часу електроприводу Тм набагато більша від електромагнітної сталої часу кола якоря (4Тя <Тм), то зміна струму якоря в перехідних процесах відбувається набагато швидше, ніж зміна швидкості і ЕРС двигуна, як це має місце у нашому випадку. Тому впливом внутрішнього зворотного зв’язку за ЕРС двигуна на передавальну функцію контуру струму можна знехтувати. Тоді структурну схему контура струму можна представити наступним рисунком:
/
Рис.4.1. Структурна схема контура струму
Як було сказано вище, забезпечення астатичного регулювання струму можливе, якщо регулятор струму має інтегральну складову. Позначимо її 1/Тір, з врахуванням цього система матиме третій порядок. Тут для поліпшення динамічних властивостей контуру струму прийнятий регулятор струму з передавальною функцією:
, (4.14)
Це пропорціонально-інтегрувальний регулятор, чисельник якого повністю компенсує велику, порівняно зі сталою часу тиристорного перетворювача, сталу часу кола якоря.
Передавальна функція контуру струму буде:
, (4.15)
З приведених раніше умов, а12 – 2, а2 = в21, а22 – 2, а1а3 = 0,
знаходимо параметри регулятора струму:
, (4.16)
, (4.17)
Отже в такому варіанті оптимізації стала часу Т1 регулятора струму не може бути вибрана довільно. В традиційно прийнятій практиці оптимізації приймають
, (4.18)
Тоді на основі виразу отримуємо:
, (4.19)
А передавальна функція контуру струму буде:
, (4.20)
Тобто отримані з більш загального випадку окремі розв’язки співпадають
17.12.2014 15:12-
Ділись своїми роботами та отримуй миттєві бонуси!
0%
Оголошення від адміністратора