РАЗРАБОТКА АВТОМАТИЗИРОВАННОГО ЭЛЕК-ТРОПРИВОДА НАСОСНЫХ АГРЕГАТОВ ТЕКСТИЛЬНЫХ ПРЕДПРИЯТИЙ

МИНИСТЕРСТВО ВЫСШЕГО И СРЕДНЕГО СПЕЦИАЛЬНОГО ОБ-

РАЗОВАНИЯ

ТАШКЕНТСКИЙ ИНСТИТУТ ТЕКСТИЛЬНОЙ И ЛЕГКОЙ ПРО-

МЫШЛЕННОСТИ

КАФЕДРА:

«Автоматизация и компьютеризация технологических процессов»

ДИПЛОМНАЯ РАБОТА

НА ТЕМУ: «РАЗРАБОТКА АВТОМАТИЗИРОВАННОГО ЭЛЕК-ТРОПРИВОДА НАСОСНЫХ АГРЕГАТОВ ТЕКСТИЛЬНЫХ ПРЕДПРИЯТИЙ»

Выполнила: студент группы 22-08

Ишмухамедов Одилжон

Проверила: доц. Байзаков Т.М.

ТАШКЕНТ-2012
СОДЕРЖАНИЕ

ВВЕДЕНИЕ……………………………………………………………………….

ГЛАВА 1. ОСОБЕННОСТИ РАБОТЫ НАСОСОВ В ТЕКСТИЛЬНЫХ

ПРЕДПРИЯТИЯХ И РЕГУЛИРОВАНИЕ ИХ РЕЖИМОВ……………….

1.1. Назначение насосов в текстильных предприятиях………....…………

1.2. Особенности работы насосов и требования к их электроприводу……

1.3. Каскадные способы регулирования скорости насосов……………..…

ГЛАВА 2. АСИНХРОННЫЙ ВЕНТИЛЬНЫЙ КАСКАД

С ИСКУССТВЕННОЙ КОММУТАЦИЙ ВЕНТИЛЕЙ…………….……….

2.1. Общие понятия……………………………………………………..……..

2.2. Основные требования к вентильным преобразователям….……………

2.3. Устройство искусственной коммутации тока……………………..……

2.3.1. Преобразователи с устройствами индивидуального гашения.………

2.3.2. Преобразователи с устройствами группового гашения………………

ГЛАВА 3. АНАЛИЗ ЭЛЕКТРОМАГНИТНЫХ ПРОЦЕССОВ В

ПРЕОБРАЗОВАТЕЛЯХ С ИСКУССТВЕННОЙ КОММУТАЦИЕЙ…..…

3.1. Электромагнитные процессы в преобразователях

с индивидуальной коммутацией………………..…………………………………

3.2. Электромагнитные процессы в преобразователях

с групповой коммутацией…………..………………………………………….….

3.3. Внешние характеристики преобразователей………………………………

ГЛАВА 4. РАЗРАБОТКА МЕТОДИКИ ВЫБОРА И РАСЧЕТА

ВЕНТИЛЬНОГО ПРЕОБРАЗОВАТЕЛЯ……………………………………...

4.1. Расчет роторного выпрямителя…………………………..………………

4.2. Расчет инверторов с искусственной коммутацией………..……………

4.3. Выбор согласующего трансформатора и токоограничивающего

реактора…………….………………………………………………………………

ГЛАВА 5. ЭКОНОМИЧЕСКАЯ ЧАСТЬ………………………………………

5.1. Расчет экономической эффективности от внедрения новой техники.…

5.2. Определение сопутствующих капитальных вложений

ГЛАВА 6. ТЕХНИКА БЕЗОПАСНОСТИ……………..………………………

6.1. Общие положения…………………………………………………………..

6.2. Эксплуатация сосудов, работающих под давлением………………….......

6.3. Правила эксплуатации котельных установок……………………………..

6.4. Правила эксплуатации баллонов…………………………………………

6.5. Эксплуатация трубопроводов паров горячей воды……………………..

ЗАКЛЮЧЕНИЯ………………………………………..………………….………

СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ…………………………….
ВВЕДЕНИЕ

Наиболее крупной отраслью в Узбекистане является текстильная про-

мышленность, в состав которой входят производства по первичной обработке

сырья, хлопчатобумажные, льняные, шерстяные, шелковые, нетканых мате-

риалов, трикотажные и некоторые другие.

Рост производства в текстильной промышленность должен осуществ-

ляться, в основном, за счет технического перевооружения предприятий на

основе внедрения новой техники и прогрессивной технологии, модернизации

и комплексной автоматизации производства. По уровню электровооруженно-

сти труда текстильная промышленность отстаёт от ведущих отраслей про-

мышленности.

В докладе Президента Республики Узбекистан И. КАРИМОВА “Все наши

устремления и программы – во имя дальнейшего развития родины и повы-

шения благосостояния народа“ на заседании правительства сказано, что ...

важнейшим приоритетом для нас продолжает оставаться модернизация, тех-

ническое и технологическое перевооружение производства, ускоренное об-

новление ведущих отраслей экономики. В текстильной промышленности

приоритетное развитие должны получить новые современные текстильные

комплексы с законченным циклом производства конкурентоспособной экс-

портной продукции. Это обеспечит увеличение объемов внутренней перера-

ботки хлопка-волокна более чем в 2 раза, производства пряжи — в 2,6 раза,

готовых трикотажных и швейных изделий — в 3 раза, экспорта продукции

текстильной промышленности — в 2 раза [1].

Важную роль в обеспечении производственных процессов текстильной

промышленности играет электропривод, посредством которого приводятся в

движение рабочие органы машин. Зачастую на электропривод возлагается

также задача стабилизации или регулирования по заданному закону техноло-

гических параметров, таких, например, как натяжение, скорость, температу-

ра, влажность и т.д.

Поэтому разработка новых, более совершенных электроприводов, отве-
чающих возрастающим технологическим требованиям, характеризуемых вы-

сокими энергетическими показателями, малой материалоемкостью, и в то же

время простых и надежных в работе, является одним из эффективных путей

решения ответственных задач, определенных для текстильной промышлен-

ности.

Асинхронный вентильный каскад (АВК) как система регулируемого элек-

тропривода находит широкое применение в различных отраслях хозяйства.

Имея ряд существенных преимуществ перед другими видами электроприво-

дов, АВК обладает и недостатками, которые в той или иной мере ограничи-

вают области его применения. К числу таких недостатков следует отнести

низкий коэффициент мощности. При этом, в отличие от привода постоянного

тока, минимальное значение коэффициент мощности имеет в зоне по син-

хронной скорости вращения.

Известен ряд способов повышения коэффициента мощности вентильного

электропривода и, в частности, АВК: параллельное включение регулируемых

и нерегулируемых компенсирующих устройств, применение более сложных

схем преобразователей, управление вентильным преобразователем по специ-

альным законам и др. Следует отметить, что наиболее эффективным из них, с

точки зрения повышения энергетических показателей и использования эле-

ментов электрооборудования, является применение специальных законов

управления [2,3].

Специальные законы управления изменяют характер протекания элек-

тромагнитных процессов в вентильном преобразователе и, как следствие, в

асинхронной машине. Однако не менее важным является исследование элек-

тромагнитных процессов и самом вентильном преобразователе, знание кото-

рых позволит подойти к выбору оптимальных по параметрам его элементов.

Особое значение приобретает вопрос использования элементов электрообо-

рудования системы АВК при различных законах управления, позволяющий

определим рациональные области применения того или иного закона.
ГЛАВА 1. ОСОБЕННОСТИ РАБОТЫ НАСОСОВ В ТЕКСТИЛЬНЫХ

ПРЕДПРИЯТИЯХ И РЕГУЛИРОВАНИЕ ИХ РЕЖИМОВ

1.1. Назначение насосов в текстильных предприятиях

В текстильной промышленности широко применяют насосы, предназначен-

ные для перемещения жидкостей, и воздуходувные машины для транспорти-

ровки воздуха и газов и получения сжатого воздуха, используемого в пневма-

тических машинах. Насосы и, воздуходувные машины потребляют энергию от

электропривода и сообщают ее жидкости или газу. Обычно процесс передачи

энергии сопровождается повышением давления жидкости или газа за насосом

или воздуходувной машиной.

По степени повышения давления воздуха или газа воздуходувные машины

делят на вентиляторы, характери-

зующиеся отношением давлений

рвых/рвх.= e < 1,1 (рвых, рвх — давление

на выходе и входе машины, при ко-

тором воз дух можно рассматривать

как несжимаемую жидкость), и ком-

прессоры, у которых e >'1,1.

По принципу действия насосы и

воздуходувные машины разделяют

на поршневые, лопастные и ротацион

ные. Рис. 1.1. Схема поршневой машины

В поршневой машине (рис. 1.1), при вращении кривошипного вала 4 и

движении поршня 3 вправо в левой полости цилиндра создается разряжение

и всасывающий клапан КлВ1 автоматически открывается. Жидкость или воз-

дух из всасывающего трубопровода 5 заполняет цилиндр. Под действием

возрастающего давления в правой полости цилиндра автоматически открыва-

ется нагнетательный клапан КлН2, а всасывающий КлВ2 закрывается. Проис-

ходит выталкивание жидкости (газа) в нагнетательный трубопровод 2.
При обратном ходе поршня жидкость (газ) всасывается в правую полость

цилиндра и выталкивается из левой. Возвратно-поступательное движение ра-

бочего органа обусловливает действие инерционная сил, которые ограничи-

вают среднюю скорость движения поршня и производительное машины. Для

насосов средняя скорость поршня равна 0,5—1 м/с, а для поршневых компрес-

соров — не более 5 м/с. Вместе c тем принудительная подача жидкости позво-

ляет при малой скорости движения поршня создавать большое давление в на-

гнетательном трубопроводе. Подача жидкости или газа в поршневых маши-

нах происходит неравномерно. Для сглаживания пульсаций машины выпол-

няют, многопоршневыми, со сдвинутыми рабочими тактами.

К лопастным машинам относят как центробежные, так и осевые машины.

Ha рис. 1.2 в качестве примера приведена схема центробежного насоса (а) и

осевого вентилятора (б). Жидкость через входной коллектор 1 центробежного

насоса захватывается лопастью рабочего колеса 2, которое в спиральной камере

ускоряет и выбрасывает ее в.напорный трубопровод. В осевом вентиляторе

воздух через воздухозаборник поступает на рабочие лопасти колеса 2.

Рис. 1.2. Схемы лопастных машин: a) центробежного насоса

В лопастных машинах сообщаемая газу или жидкости энергия пропорцио-

нальна квадрату окружной скорости. Например, в осевых (компрессорах эта

скорость может достигать 400—500 м/с. Большого давления в лопастных ма-

шинах можно достигнуть также путем увеличения числа ступеней. Высокая
скорость движения газа или жидкости обусловливает большую производитель-

ность лопастных машин. В отличие от поршневых лопастные машины имеют

равномерную подачу рабочей среды.

1.2. Особенности работы центробежных насосов

и требования к их электроприводу

Центробежные насосы являются наиболее распространенными энергоем-

кими механизмами. Электроприводы этих турбомеханизмов потребляют око-

ло 20% вырабатываемой электроэнергии в республике. Мощности выпускае-

мых промышленных насосов находятся в пределах от единиц до нескольких

десятков тысяч киловатт. Мощности питательных насосов и насосов гидро-

технических сооружений достигает 25 000 кВт. В текстильной промышлен-

ности используются в основном насосы: промышленного водоснабжения; по-

гружные для подачи воды из скважин или жидких продуктов и резервуаров;

циркуляционные и питательные.

Насосы, как правило, работают на трубопроводную сеть с противодавле-

нием, причем статический напор в сети составляет, обычно не менее 20%

полного напора. Исключением являются лишь циркуляционные насосы, ко-

торые могут работать на гидравлическую сеть, практически не имеющей ста-

тического напора.

Обычно, практически все насосы оснащаются нерегулируемым электро-

приводом. Для регулирования их производительности в основном использу-

ют единственный способ – способ дросселирования расхода вещества на сто-

роне нагнетания. Регулирование производительности насоса применяют:

а) при необходимости регулирования количества жидкости, подаваемой

насосом в соответствии с технологическими требованиями или вследствие

случайного изменения потребности в жидкости;

б) при необходимости первоначальной подрегулировки производитель-

ности насоса для обеспечения требуемого расхода жидкости.

Если насос работает при неизменной скорости вращения рабочего колеса,

то простейшим и обычно применяемым способом регулирования его произ-
водительности является дросселирование, т. е. регулирование степени откры-

тия задвижки на напорном трубопроводе. Это приводит к увеличению сопро-

тивления гидравлической сети. Такой способ регулирования производитель-

ности весьма прост, однако он крайне невыгоден с энергетической точки зре-

ния, поскольку ведет к существенному снижению КПД агрегата и излишнему

потреблению энергии приводом.

Графики зависимости КПД агрегата от расхода перекачиваемой жидко-

сти Q, полученные при регулировании производительности насоса ЦН150-

100 изменением степени открытия задвижки и скорости вращения вала элек-

тропривода приведены на рис. 1.3. Видно, что частотный способ регулирова-

ния производительности насоса более экономичен по сравнению с регулиро-

ванием степени открытия задвижек. При дроссельном регулировании расхода

вещества на водопроводных станциях суммарное потребление электроэнер-

гии увеличивается на 10…15%

В насосных станциях насосные агрегаты обычно объединяют в группы,

при этом несколько насосов работают параллельно на одну сеть. Если элек-

троприводы насосов работают с постоянной скоростью вращения, то поло-

жение рабочей точки определяется пересечением их суммарной напорной ха-

рактеристики с характеристикой сети. При этом расход можно регулировать

дросселированием одного или двух насосов.

Регулирование производительности насосной станции изменением ско-

рости вращения двух насосов I и II (характеристики – кривые 5 и 4) иллюст-

рируется рис. 1.4. Пусть эти два насоса (суммарная характеристики – кривая

2) работают на сеть (кривая 1) с производительностью QА (точка А). Для

уменьшения их производительности до Q'А(точка А' – кривая 3) следует либо

уменьшить скорость вращения обоих насосов (характеристики 6 и 7), либо

более значительно снизить скорость вращения одного из насосов, например

насоса II (характеристика 8).

С точки зрения экономичности регулирования несколько более выгод-

ным является одновременное изменение скорости вращения всех параллель-
но работающих насосов. Однако это связано с увеличением капитальных за-

трат на систему автоматического регулирования электроприводов. Поэтому

для большей части насосных станций достаточно выделить один агрегат с ре-

гулируемым электроприводом. При необходимости более глубокого регули-

рования приходится отключать отдельные насосы.

Обобщая рассмотренные особенности работы центробежных насосов и

требования к их электроприводу, можно отметить следующее:

1) Насосы, как правило, являются механизмами с продолжительным ре-

жимом работы, поэтому электроприводы насосов должны быть рассчитаны

на длительную работу с большим числом часов работы в году. Нагрузка на

валу приводного электродвигателя должна быть спокойной и равномерной

без излишних перегрузок;

2) Центробежные насосы являются быстроходными механизмами с но-

минальной скоростью вращения приводного двигателя обычно не менее 600

об/мин; верхний предел скорости вращения для насосов ограничен величи-

ной 3000 об/мин, лишь в редких случаях требуются более высокоскоростные

двигатели;

3) Наиболее совершенный способ регулирования производительности на-

сосов – изменение скорости вращения вала их электроприводов. Диапазон

регулирования скорости вращения электродвигателей невелик (обычно не

превышает 1,5:1); более глубокое регулирование требуется лишь в отдельных

случаях;

4) Для насосов характерна существенная зависимость момента сопротив-

ления на валу электродвигателя от скорости его вращения. Поскольку насосы

обычно работают на противодавление, то эта зависимость более крутая, чем

квадратичная (вентиляторная нагрузка). При регулировании скорости враще-

ния электродвигателя от нуля до минимальной величины при наличии стати-

ческого напора зависимость момента сопротивления в начале близка к квад-

ратичной; затем, по мере развития насосом напора, достаточного для преодо-

ления статического напора, характер зависимости становится более крутой.
Рис. 1.3. Графики зависимости КПД насоса от производительности

при изменении степени открытия задвижки (кривая 1)

и скорости вращения вала электропривода (кривая 2)

Рис. 1.4. Графики зависимость Н = f(Q) при совместной работе двух

насосов на общую сеть и при регулировании производительности

изменением скорости вращения их электроприводов
5) Пуск насосов обычно производят при закрытой задвижке; момент на

валу электродвигателя от скорости вращения при пуске носит вентиляторных

характер (квадратичная зависимость) с максимальным моментом, соответст-

вующим для большей части насосов значениями в пределах 0,4…0,8 номи-

нального момента.

1.3. Каскадные способы регулирования скорости насосов

В насосных установках, где по условиям эксплуатации допустимо приме-

нение асинхронного двигателя с фазным ротором, возможности регулируе-

мого электропривода расширяются. Введение дополнительного сопротивле-

ния в цепь ротора позволяет вывести часть потерь скольжения из обмоток

двигателя. Благодаря этому снижается необходимое завышение габарита

двигателя и появляется возможность расширить диапазон мощностей приво-

да при рассмотренных выше способах регулирования скорости. Например,

импульсный способ регулирования окажется более целесообразным приме-

нительно к коммутации дополнительного сопротивления в роторной цепи.

При этом механические характеристики привода обеспечивают устойчивую

работу в достаточно большом диапазоне скоростей при разомкнутой системе

электропривода. По своим характеристикам данный способ аналогичен рео-

статному. Его достоинство по сравнению с реостатным способом — возмож-

ность плавного регулирования сопротивления.

Для мощных приводов находят применение асинхронные и синхронные

двигатели в сочетании с регулируемыми муфтами скольжения. В варианте

электропривода с гидромуфтой угловая скорость ведомой полумуфты изме-

няется за счет изменения подачи жидкости в полости муфты. По экономично-

сти данный способ регулирования аналогичен реостатному. Потери мощно-

сти скольжения выносятся при этом из роторной цепи двигателя и выделяют-

ся в муфте. Скорость ведущей полумуфты, соединенной с валом двигателя,

изменяется в соответствии с его механической характеристикой Скорость ве-
домой полумуфты, соединенной с валом механизма, изменяется согласно с

его характеристикой и характера и кой муфты.

Во всех рассмотренных вариантах имеют место значительные потери

скольжения, которые бесполезно рассеивают в виде теплоты в обмотках дви-

гателя, в регулировочных сопротивлениях либо в муфте скольжения, и КПД

электропривода оказывается низким. Поэтому для электроприводов рассмат-

риваемых механизмов мощностью в сотни и тысячи киловатт находят при-

менение каскадные варианты регулирования скорости, в которых потери

скольжения возвращаются в сеть либо на вал двигателя.

На рис. 1.5. приведена схема вентильного каскада с возвращением потерь

скольжения в сеть. Эта схема нашла применение для электропривода газоду-

вок. Напряжение ротора приводного двигателя выпрямляется с помощью не-

управляемых вентилей В собранных по трехфазной мостовой схеме. Вы-

прямленное напряжение подается на группу управляемых вентилей УВ, ра-

ботающих в инверторном режиме и включенных по шестифазной схеме.

Рис. 1.5. Схема асинхронно-вентильного каскада

Выпрямленное напряжение ротора в промежуточной цепи постоянного

тока

Ud,B = 1,35E2KS – 2DUB – Id(

p/3

ДS

+ 2Ra)
уравновешивается средним напряжением инвертора в той же цепи

Ud,И = 1,17 E2TCOS b + DUB + Id XT ч + RД

p/3

При этом в цепи постоянного тока протекает ток

ДT

KTB

EEU

--D

2231 .51.71soc3

где Е2к — напряжение на кольцах ротора при s = 1; Е2т — фазное напряжение

вторичной обмотки трансформатора; DUB — падение напряжения в вентиле;

Кд, хд — активное и индуктивное сопротивления двигателя приведенные к

ротору; RT, xT — активное и индуктивное сопротивления трансформатора,

приведенные к его вторичной обмотке; b — угол опережения зажигания ин-

вертора.

Пусть двигатель работает в установившемся режиме с определенными

скоростью и нагрузкой. При увеличении угла опережения b уменьшается

напряжение инвертора и возрастает ток в промежуточной цепи. Соответст-

венно увеличивается и ток ротора, а значит, и момент двигателя. Скорость

электропривода начинает возрастать. С ростом скорости снижается скольже-

ние и вместе с ним напряжение ротора. Это приводит к уменьшению тока и

ускорению двигателя. Наступает новый установившийся режим при большем

значении скорости.

Механические характеристики электропривода показаны на рис. 1.6.

Меньшая жесткость характеристик по сравнению с естественной характери-

стикой двигателя объясняется дополнительными падениями напряжения в

выпрямителе и инверторе. Минимальное скольжение, имеющее место при

отсутствии нагрузки, определяется падением напряжения в вентилях:

s0min = 3UB/ l,35E2K.

Максимальное скольжение без учета нагрузки зависит oт вторичного на-

пряжения трансформатора:
Рис. 1.6. Механические характеристики асинхронно-вентильного каскада

с вентиляторной нагрузкой на валу

s0max » 1,17E2T/1.35Е2к

С ростом s0max, т. е. с увеличением диапазона регулирования скорости,

растет напряжение в роторной цепи, а вмеси с ним и установленная мощ-

ность трансформатора и вентилей. При этом снижаются КПД и cos j приво-

да. Поэтому наибольший диапазон регулирования скорости в каскадной схе-

ме не превышает 2:1.
ГЛАВА 2. АСИНХРОННЫЙ ВЕНТИЛЬНЫЙ КАСКАД

С ИСКУССТВЕННОЙ КОММУТАЦИЙ ВЕНТИЛЕЙ

2.1. Общие положения.

Одним из эффективных способов повышения энергетических показате-

лей электропривода по схеме АВК и, в частности, его коэффициента мощно-

сти является применение специальных законов управления вентильным пре-

образователем. В классическом варианте системы АВК, который имеет не-

управляемый роторный и управляемый сетевой блоки вентилей по трехфаз-

ной мостовой схеме, по специальным законам может управляться инвертор

электропривода. При этом с точки зрения простоты технической реализации

наиболее рациональны следующие: а) I – законы управления закон симмет-

ричного управления при естественной коммутации тока вентилей, когда 1 =

1 = , а диапазон изменения угла управления составляет

. Здесь и далее

1, 2 — углы управления вентилей с общим катодом и общим анодом соот-

ветственно; б) II – закон симметричного управления с искусственной комму-

тацией тока вентилей. В этом случае 1 = 2= , a изменяется в пределах от

0 до ч

ж-

; в) III – закон несимметричного управления с естественной ком-

мутацией тока, когда 1 = min = const, а 2 = = minё( – min) ; г) IV – закон

комбинированного управления. Здесь 1 = 2= , a изменяется от 0 до

Законы I, III предусматривают работу вентилей с естественной коммута-

цией тока и, следовательно, применение классических схем преобразователя.

Законы управления II и IV могут быть реализованы только при искусствен-

ном переводе тока с вентиля на вентиль и поэтому преобразователь должен

иметь дополнительные устройства принудительной коммутации.

Для расчета и оптимального выбора элементов преобразователя с искус-

ственной коммутацией тока необходимо рассмотреть электромагнитные про-

цессы в нем и, в частности, процессы на участке коммутации. Именно ком-

мутационные процессы определяют токовую загрузку элементов устройства
принудительного гашения и величины максимальных напряжений на всех

элементах схемы преобразователя, т. е. в конечном итоге, определяют выбор

этих элементов.

В настоящем разделе рассмотрены схемные решения и электромагнитные

процессы инвертора АВК с комбинированной коммутацией (закон IV). Для

инвертора с законом управления II схемные решения будут отличаться от

рассматриваемых только наличием дополнительных узлов принудительного

гашения тока для группы вентилей с общим анодом. Коммутационные же

процессы будут аналогичны рассматриваемым.

Здесь необходимо также отметить, что электромагнитные процессы в

преобразователе, определяющие электромеханические соотношения в элек-

троприводе, рассмотрены авторами в [1].

2.2 Основные требования к вентильным преобразователям

Требования, которые предъявляются к вентильному преобразователю с

искусственной коммутацией, прежде всего, определяются техническими ха-

рактеристиками привода и, в частности, такими, как диапазон регулирования

частоты вращения, характер изменения нагрузки, показатели переходных

процессов, энергетические показатели и др. К основным требованиям можно

отнести следующие:

— регулировочная способность преобразователя с искусственной комму-

тацией не должна быть меньше регулировочной способности серийных пре-

образователей для систем АВК;

— внешняя характеристика разрабатываемого преобразователя, опреде-

ляющая диапазон регулирования частоты вращения или нагрузочного мо-

мента привода, должна быть достаточно жесткой;

— узлы принудительной коммутации должны обеспечить нормальную

работу преобразователя не только в статических, но и динамических режи-

мах работы;

— преобразователь по быстродействию не должен уступать типовому
преобразователю АВК с естественной коммутацией;

— преобразователь должен обладать большой степенью надежности, не-

высокой стоимостью и высоким КПД.

Эти требования являются общими и определяются только из условия

обеспечения нормальной работы электропривода. В то же время, принимая

во внимание, что заводами электротехнической промышленности освоен се-

рийный выпуск преобразователей с естественной коммутацией для систем

АВК и изготовление преобразователей с искусственной коммутацией, наибо-

лее оптимально проводить на основе серийных, следует учитывать такие ус-

ловия:

— система управления преобразователя с искусственной коммутацией

должна строиться на базе системы управления серийных преобразователей;

— узлы принудительной коммутации не должны, по возможности, изме-

нять силовую схему типового преобразователя;

— характер коммутации тока не должен существенно влиять на класс

вентилей преобразователя;

— система управления преобразователем с искусственной коммутацией

должна обеспечить его работу в случае нарушения действия узла принуди-

тельного перевода тока при естественной коммутации.

Выполнение перечисленных требований позволит создать привод по сис-

теме АВК с высокими энергетическими и технико-экономическими показа-

телями.

2.3. Устройство искусственной коммутации тока

Принцип работы любого коммутационного узла заключается в том, что

реактивный накопитель энергии, как правило, конденсатор, предварительно

заряженный требуемой полярностью напряжения в предшествующий интер-

вал времени, подключается соответствующим образом к тиристору. Тем са-

мым в течение времени разряда конденсатора на тиристоре создается обрат-

ное напряжение, обеспечивающее его запирание. Схемы узлов принудитель-
ной коммутации весьма разнообразны. Они состоят из конденсаторов, дрос-

селей, тиристоров и диодов.

Коммутационные узлы различаются как способом соединения основных

элементов, используемых для запирания тиристоров, так и выполнением це-

пей, предназначенных для начального заряда конденсатора и перезаряда в

процессе работы или отвода от него «избыточной» энергии.

От выполнения узлов принудительной коммутации зависят основные ха-

рактеристики и параметры тиристорных преобразователей: внешние и регу-

лировочные характеристики, частотные свойства, работоспособность в ре-

жимах холостого хода и пуска, требуемая установленная мощность дополни-

тельных элементов, эффективность их использования. Поэтому выбор опти-

мальной схемы коммутационного узла для конкретного устройства имеет

очень важное значение.

Рассмотрим ряд схем преобразователей с двухступенчатой искусственной

коммутацией, которые, на наш взгляд, наиболее приемлемы для широко ре-

гулируемого электропривода по схеме АВК. Здесь, прежде всего, следует

иметь в виду две группы схем. Первая — преобразователи с устройствами

индивидуального гашения тока вентилей и вторая — с устройствами группо-

вого гашения.

2.3.1. Преобразователи с устройствами индивидуального гашения

Классическим примером преобразователя с искусственной коммутацией

и устройством индивидуального гашения тока вентилей является схема на

базе автономного инвертора с отсекающими диодами (рис. 2.1, а,б). В рас-

сматриваемых схемах для искусственной коммутации требуется минимум

дополнительных элементов, что обеспечивает высокую надежность преобра-

зователя.

Начальное напряжение конденсатора, определяющее при заданной вели-

чине емкости максимальный коммутируемый ток, зависит от напряжения се-

ти, угла регулирования инвертором р и выпрямленного напряжения ротора.
Со стороны сети коммутирующий конденсатор заряжается до напряжения

Uск=U1т sin

а со стороны выпрямленного напряжения ротора

Uск=1,35 E2к s,

где U1т — амплитудное значение напряжения сети; E2к — напряжение на

кольцах ротора заторможенной машины (s=1); s — скольжение.

Принимая во внимание, что

1.35 E2к s »1.35 U1т cos

можно определить минимальное значение напряжения , приравняв U1т

sin и 1.35 U1т cos.

Таким образом, Uск min будет иметь место при = 53,5 эл. град и равно 0,8

U1т а Uск min при =

и соответственно равно 1,35 U1т.

Коммутационный процесс в схеме рис. 2.1, а происходит следующим об-

разом. При работе тиристора Т1 коммутирующий конденсатор заряжается

указанной на рисунке полярностью до определенной величины напряжения.

При подаче управляющего импульса на Т2 в зоне искусственной коммута-

ции, т.е. когда потенциал анода вступающего в работу вентиля ниже потен-

циала анода вентиля, заканчивающего работу, ток переходит из цепи «фаза

А-Д1-Т1» во вспомогательную цепь фаза «А-Д1-Cк1-Т2». При этом ток за счет

большой индуктивности сглаживающего дросселя остается неизменным и

равным Id К Т1 прикладывается обратное напряжение, равное Uск Напряже-

ние на конденсаторе изменяется по закону (рис. 2.2)

В схеме рис. 2.3. а коммутация тока обеспечивается коммутирующим

устройством КУ, в которое входят диоды Д1-ДЗ и Дк коммутирующий тири-

стор Тк расщепленная индуктивность Lк(L'к L''к) и конденсатор Ск Для подза-

рядки Ск в режимах пуска и холостого хода, а также малых нагрузок, когда

потери в коммутирующем контуре превышают, величину энергии подзаряд-

ки от индуктивности анодной цепи, используется маломощный источник по-

стоянного тока. Коммутирующее устройство срабатывает три раза за период

питающего напряжения. Импульс управления на коммутирующий тиристор
Рис. 2. 1. Инвертор АВК с индивидуальным устройством

гашения тока вентилей

Рис. 2.2. Зависимость Uск = f(t)
Тк подается одновременно с импульсом вентиля, вступающего в работу,

а его продолжительность должна быть меньше времени коммутационного

процесса. Весь процесс коммутации (рис. 2.4) можно разбить на шесть эта-

пов, каждый из которых

Uск = Uск0 t

-d (2.1)

где Uск0 — начальное значение напряжения на Ск

Интервал времени, в течение которого напряжение на Ск изменяется от

Uск0 до 0, предоставлен Т1 для восстановления запирающих свойств.

Приравняв выражение (1.1) к нулю, найдем емкость конденсатора, необ-

ходимую для обеспечения коммутации заданного тока Id max при известном

времени восстановления запирающих свойств тиристора tB

Cк

max

1. 5ск

і (2.2)

В выражении (1.2) учтено, что в процессе коммутации участвуют все три

конденсатора. По окончании перезаряда конденсатора до напряжения, опре-

деляемого разностью напряжений фаз А и В, ток из вспомогательной цепи

переходит в цепь «фаза В-Д2-Т». Коммутационный процесс на этом заканчи-

вается.

В рассматриваемой схеме для обеспечения нормальной работы преобра-

зователя необходимо последовательно с тиристорами Т1-ТЗ включить насы-

щающиеся дроссели с целью ограничения скорости нарастания тока в тири-

сторах в начальный момент коммутации.

Время коммутационного процесса в преобразователе существенно зави-

сит от тока нагрузки и увеличивается с его уменьшением. При этом переза-

ряд конденсатора Ск происходит по контуру выпрямленного тока, что в пер-

вую очередь сказывается на внешней характеристике инвертора. Ниже будет

показано, что с этой точки зрения рассматриваемый преобразователь не пол-

ностью удовлетворяет ранее сформулированным требованиям.
2.3.2. Преобразователи с устройствами группового гашения

Наиболее характерными преобразователями рассматриваемой группы яв-

ляются инверторы АВК, схемы которых представлены на рис. 2.3.. Здесь, как

и ранее, рассматриваются инверторы с комбинированной коммутацией, на

основе которых возможна реализация закона комбинированного управления.

характеризуется уравнениями тока и контуром коммутации. в табл. 1 приве-

дены дифференциальные уравнения коммутационного тока iк и их решения

для пяти этапов. Шестой этап, характеризующий коммутационный процесс

тока в фазах, будет рассмотрен отдельно. Ограничимся рассмотрением пе-

рехода тока с тиристора Т1 на тиристор ТЗ, так как коммутация других вен-

тилей с общим катодом происходит аналогично. Через

эл. град, после

включения Т1 подается управляющий импульс на ТЗ. При этом в отличие от

преобразователя с естественной коммутацией ток не переходит на Т3, так как

при работе с отстающими углами управления, обеспечивающими емкостный

характер тока группы, потенциал Т3 ниже потенциала Т1.
Рис. 2.3. Инвертор АВК с комбинированной коммутацией и устройст-

вом группового гашения тока вентилей
.

Рис. 2.4. Кривые изменения тока и напряжения инвертора за период
Одновременно с импульсом на Т3 подается импульс на Тк. Предваритель-

но заряженный до напряжения Uк конденсатор Ск разряжается по цепи Ск-

L''к- L'к- Ск, представляющей колебательный контур с собственной круговой

частотой колебания

кк

LС

w= , (2.3)

где Lк= L'к+ L''к.

После перехода тока через максимум (точка t1—рис. 1.6) ЭДС самоин-

дукции в L'к меняет полярность и ток Id проходивший по Т1, начинает пере-

ходить во вспомогательную цепь Д1- Tк L'к (второй этап коммутации). Необ-

ходимым условием, при котором ток полностью перейдет во вспомогатель-

ную цепь, является выполнение неравенства

Здесь iк max> Id или iк max> к Id , iк max=

ск

За время второго этапа ток через Тк состоящий из iк и i01равен Id и поэтому

частота колебаний тока

(2.4)

С момента изменения знака iк до момента, когда iк = Id ток Id протекавший

через Д1— L`к— Тк переходит во вспомогательную цепь Д1— L''к —Cк (третий

этап), а t3 до t5 через Дк проходит ток

iDк= iк- Id

и к вентилю Тк прикладывается обратное напряжение, равное прямому паде-

нию напряжения в Dк

Когда ток iк становится меньше Id, начинается коммутация тока с фазы на

фазу и переход Id из вспомогательной цепи Д1— L''к — Cк в цепь вентиля Т3.

На интервале времени t2 – t4 к Т1 прикладывается обратное напряжение,

равное без учета падения напряжения на вентилях U'Lк. За этот промежуток

Т1 должен восстановить свои запирающие свойства.

На основании полученных выражений (табл. 2.1) определяется время ,

необходимое для восстановления запирающих свойств рабочего вентиля при

заданном максимальном значении Id и выбранных Cк и L'к, L''к.
ъ

--+

(21())2

(1)

arcsin

www

w K K

tB (2.5)

Восстановление запирающих свойств вспомогательным вентилем проис-

ходит в интервале t3— t5. Приняв tв2= t5 - t3 я используя уравнение (1.19), най-

дем, что

tв2 =

--+

1 (2 1)( )

2arcsin

wwwKK

(2.6)

Анализ полученных выражений показывает, что при определенной вели-

чине К= и равны между собой. Если К<Ккр , то tв1> tв2 а при К>Ккр

tв1<tв2.

Из выражений (2.5.), (2.6) легко определить величины коммутирующих

элементов инвертора при заданных значениях Id, К, tв . Согласно (2.5)

--+

(21()1)02

(1)

arcsin

2 K K

IKt

ск

dв

(2.7)

--+

(21()1)

(1)

arcsin

2 K K

ксв

(2.8)

Согласно (2.6)

--+

(21()1)02

(1)

2arcsin

IKt

ск

dв

(2.9)

--+

(21()1)

(1)

2arcsin

ксв

(2.10)

Коммутирующие элементы, выбранные при заданном К<Kкр по выраже-

ниям (2.7), (2.8), могут обеспечить коммутацию как вспомогательного, так и

рабочего тиристора, так как в этом случае tв> tв2. Если же при К< Kкр Ск и Lк

определены по (2.9), (2.10), то они могут обеспечить устойчивую коммута-

цию только рабочего вентиля. Значение Kкр зависит от соотношения между
круговыми частотами w1 и w2 или от соотношения

e= .

На рис. 2.5. представлена кривая изменения Kкр в функции e . Для всех

значений K, находящихся в зоне под кривой (заштрихованная зона), для оп-

ределения Ск и Lк необходимо почковаться выражениями (2.7), (2.8), а над

кривой — выражениями (2.9), (2.10).

С помощью полученных зависимостей на рис. 2.6. построены графики

функций Ск и Lк от К, позволяющих определить оптимальные значения ком-

мутирующих элементов. Зависимости Ск и Lк рассчитаны по выражениям

(2.7), (2.8), так как именно при K< Kкр кривые имеют явно выраженный мини-

мум.

Оптимальная величина e определяется напряжением на L'к обеспечиваю-

щим за промежуток времени от t2 до t4 запирание рабочего вентиля. Практи-

чески можно рекомендовать брать e в пределах от 0,8 до 0,9. На шестом эта-

пе коммутации происходит переход тока с фазы на фазу.

В схеме инвертора (рис. 2.3. б) коммутация тока в основном (Т1) и во

вспомогательном (Тк) тиристорах происходит одновременно под действием

обратного напряжения, снимаемого с L'к. При этом подготовительный период

коммутирующего контура, когда конденсатор Ск перезаряжается, происходит

без участия L'к.

Величины коммутирующих элементов схемы преобразователя соответст-

венно равны.

СК

dВ

soccra1/

(1)

--e

= (2.11)

На рис. 2.7. по полученным выражениям построены зависимости Lк и Ск в

функции К, анализ которых показывает что по сравнению со схемой рис. 2.3.

а относительное значение коммутирующих элементов здесь несколько выше.

Преимуществом рассматриваемой схемы является то, что коммутация вспо-

могательного тиристор в отличие от схемы рис. 2.3. а, осуществляется за счет

обратного напряжения на Lк, а не диода Дк. Это способствует более быстрому

восстановлению тиристором Tк своих запирающих свойств.
Рис. 2.5. Зависимость Ккр = f(e )

Рис.2.6. Зависимость СК, LК = f(K)

1,2,3,4 - СК = f(K); 1’,2’,3’,4’ - LК = f(K)
IKK

КСВ

(1)soccra1/

--e

= (2.12)

Представленная на рис. 2.3. в схема инвертора в отношении искусствен-

ной коммутации тока группы вентилей с общим катодом идентична схеме

рис. 2.1. б. Здесь все электромагнитные процессы, а также выражения для

определении Ск и Lк абсолютно

идентичны.

Рис. 2.7. Зависимость

Ск , Lк =f(К)

Анализ схем инверторов с

групповой коммутацией тока

вентилей показывает, что рас-

смотренные схемы обеспечи-

вают устойчивую коммутацию

независимо от величины сколь-

жения и нагрузки и могут быть

рекомендованы для преобразо-

вателей электроприводов по

схеме АВК. При этом следует

отметить, что подобные устройства принудительной коммутации позволяют

успешно проводить модернизацию серийных преобразователей по схеме

АВК, так как не требуют нарушения конструкции силового шкафа. Доста-

точно выполнить КУ в виде добавочного устройства к серийному инвертору,

подключаемого по мере необходимости.
3. АНАЛИЗ ЭЛЕКТРОМАГНИТНЫХ ПРОЦЕССОВ

В ПРЕОБРАЗОВАТЕЛЯХ С ИСКУССТВЕННОЙ КОММУТАЦИЕЙ

3.1. Электромагнитные процессы

в преобразователях с индивидуальной коммутацией

В инверторе АВК по схеме рис. 2.1, в, перезаряд коммутирующего кон-

денсатора происходит по независимому контуру, минуя цепь нагрузки .

В случае коммутации тока с Т1 па ТЗ коммутирующий конденсатор Ск1

перезаряжается по контуру Ск1- Lк1-Т3-Д4. Процесс перезарядки конденсато-

ра описывается дифференциальным уравнением

Lкpiк (p)+

ip ск

к 0

()

- =0, (3.1)

решением, которого в операторной форме будет выражение

iк(p)= 2

кк

ск

--- (3.2)

Здесь Lк - индуктивность коммутирующего контура.

Обозначив

кк

=w 1, найдем оригинал изображения

iк=

ск

sinw 1t (3.3)

До момента времени tк (рис. 3.1), когда iк< Id ток одновременно проходит

через Т1 и ТЗ, причем

iT1+ iT3=Id

С момента времени tк (iT1=Id) определяемого выражением

tк =

arc sin

ск

dк

wIL

(3.4)

ток вентиля Т1 становится равным нулю, и через шунтирующий диод Д4 на-

чинает протекать ток, равный

iD4

ск

sin w1 t- Id (3.5)
и, следовательно, к Т1 прикладывается обратное напряжение, равное прямо-

му падению напряжения на Д4. Ток Д4 протекает до момента времени

=-tt

(3.6)

Время, необходимое вентилю Т1

для восстановления запирающих

свойств, равно

BKK

'=-t t t(3.7)

или после подстановки в (3.7) выра-

жений (3.4) — (3.6)

чч

зз

2arcsin

(3.8)

Рис. 3.1. Зависимость iк и uск в

функции времени на этапе коммутации

Величина представляет

амплитуду тока через коммутирующие элементы. Поэтому, задавшись отно-

шением =К, находим требуемое значение емкости и индуктивно-

сти элементов коммутирующего контура

(3.9);

(3.10).

Введя понятие базисных величин коммутирующих элементов

, получим выражения (3.9) и (3.10) в относительных

величинах

(3.11)

(3.12)

На рис. 3.2. представлены зависимости величин Ск, L*к в функции «К»,

анализ которых показывает, что если в качестве критерия оптимальности
принять минимум емкости, то опти-

мальными Ск Lк будут при К=1,55.

По истечении времени t'к начина-

ется второй этап коммутации, когда

ток Id переходит из вспомогательной

цепи в основную, т. е. происходит

коммутация тока в фазах. Если к, мо-

менту времени t'к, определяемому вы-

ражением

(3.13)

Рис. 3.2. Зависимость Ск, Lк в функции К

напряжение на коммутирующем конденсаторе меньше разности напряжений

в коммутируемых фазах, то коммутация Тока не начинается до тех пор, пока

за промежуток времени Dtк конденсатор Cк1 не зарядится до напряжения UA

С момента времени t'к или t'к+Dtк начинается коммутация Тока с фазы «А» на

фазу «В». Причем процесс коммутации На втором этапе, определяющий пе-

ренапряжения в силовой схеме преобразователя, протекает аналогично для

всех приводимых в данной работе схем инверторов АВК и будет рассмотрен

отдельно.

В целом анализ электромагнитных процессов в преобразователях с уст-

ройствами индивидуального гашения тока Вентилей показывает, что такие

инверторы могут обеспечить устойчивую работу электропривода по схеме

АВК в большом диапазоне изменения скольжения и нагрузок. При этом пре-

образователь получается простым, надежным и не требует дополнительных

управляемых элементов, а инвертор по схеме рис. 2.1, б может иметь, как бу-

дет показано ниже, такую же внешнюю характеристику, как и преобразова-

тель с естественной коммутацией. Однако рассмотренные схемы с устройст-

вами индивидуального гашения тока вентилей имеют и недостатки, связан-
ные в первую очередь с трудностями, возникающими при модернизации се-

рийных преобразователей. Оснащение серийных преобразователей устройст-

вами искусственной коммутации связано с серьезной конструктивной пере-

работкой силового шкафа, что в ряде случаев является нерациональным. В

этой связи представляет интерес. Рассмотреть преобразователи с устройства-

ми группового гашения тока вентилей, которые в какой-то мере свободны от

указанных недостатков.

3.2. Электромагнитные процессы

в преобразователях с фазной коммутацией

Рассмотрим процесс перехода тока с фазы на фазу, который является об-

щим для всех приводимых в работе схем инвертора. Схема замещения для

данного этапа коммутации представлена на рис. 3.1.

Исходные уравнения коммутационного процесса могут быть представле-

ны как

iA+iB=Id

(LC + LK )

tdC

di 1

+ т iAdt +Uck1 - Lc dditB = eA - eB ;

(3.14)

еА — еВ=Utmsin (wсе + b ').

Здесь iA , iB — соответственно токи в фазах «А»и «В»;

L — эквивалентная индуктивность анодной цепи; еА,

еВ — мгновенные значения напряжения соответствен-

но фаз «А» и «В»; Uck1 — напряжение на коммути-

рующем конденсаторе к моменту начала последнего

этапа коммутации;

=+bbg ''

Рис. 3.1. Схема замещения

контура коммутации тока

Принимая во внимание, что изображение системы (3.14) и операторной

форме имеет вид
ёAiBё i B( pAiip(););

id ё d ;

( c K ) A (Lc LK ) piA( p) (Lc LK )iA(0);

+Li A ( 0 ) = IdLё+-+;

;

()

idt

тё UCK1 ё UCpK1 ;

LippLicBc BcB() (0);

L ё - iB(0) = 0;

socsin

(nis)

mtc

+ё

получим

()();

+ABi p ipd=

чч

зз

+- 2 +++-=2

socsin

()

()()()

cBtm

cKAcKd

LippU

LLippLLI

(3.15)

Решением в операторной форме системы (3.15) будет следующее выра-

жение

2(())()

sin

2(())

cos

() 2

22222

2222

www

ip Ud

cKcc

Atm

()

2 2 2

cKc

cк

LLp

- . (3.16)

где

cKK

(2)LL C

w= .

Переходя к оригиналу, получим

чч

зз

·++

чч

зз

= t

iUCtC

Am 2 3 iK3

33 cos

soc'

(soc)

{ w

cк

K 3

sin

чч

зз

- } (3.17)

и для напряжения на коммутирующем конденсаторе Ск
+

чч

зз

++·

чч

зз

UCitddUт= c tUim I C=-tK

Aim

cк 2 3 3

''3

sin

soc'

(nis)cos

{

wbb

soc.

sin 2 1 3

'3 t

cк

чч

зз

+· (3.18)

Длительность последнего этапа коммутации найдем, приравняв в выра-

жении (3.17) iA к нулю. Это будет промежуток, в течение которого весь ток Id

перейдет в фазу «В». Полученные выражения (3.17), (3.18) являются слож-

ными для практических инженерных расчетов. Представляет интерес упро-

стить эти выражения.

Заметим, что отношение

wc близко к нулю, так как з, характеризующая

скорость протекания коммутационного процесса, практически во много раз

превышает круговую частоту сети wс. Поэтому с достаточной для инженер-

ных расчетов точностью можно положить

wc =0. Тогда уравнения (1.32) и

(3.18) примут вид

IA=Id cos ( )

tUC

313

wwsin w 3 t-sin+b.

U 3 1

=si n +w

( )

b+c o sw3tnis1.-

1nismUЧ( w + b )tc. (3.19)

Приравняв в (1.34) iА к нулю, получим время коммутации на последнем

этапе

( )

nis/

mkkc31 31m

UCUU

tarctg

gwwb

(3.20)

Подставив найденное время последнего этапа коммутации tg '' в выраже-

ние (3.19), найдем интересующее нас значение напряжения на коммути-

рующем конденсаторе в конце ним мутационного процесса
nisnis.

21 ъ

чч-

зз

чч++

зз

= b b

w m

rcm

UU (3.21)

Анализ полученного выражения показывает, что величина напряжения на

коммутирующем конденсаторе и, следовательно, на полупроводниковых

элементах инвертора зависит В1 коммутируемого тока, угла, инвертирования

и величин элементов Ск и коммутирующего контура. Причем с увеличением

Ск может быть достигнуто значительное уменьшение Uск2. Однако, как было

ранее замечено, нецелесообразно увеличивать емкость коммутирующего

конденсатора.

Принимая во внимание, что перенапряжение на Ск создается на послед-

нем этапе коммутации, когда Uск имеет всегда неизменную полярность, сле-

дует именно на этом этапе увеличить емкость Ск за счет параллельного под-

ключения «буферного» конденсатора.

Буферный конденсатор может быть даже электролитическим, так как по-

лярность напряжения на нем неизменна. При этом необходимо учитывать,

что энергия на коммутирующем конденсаторе будет накапливаться, и напря-

жение на Сk может достигнуть значительных величин вне зависимости от ем-

кости «буферного» конденсатора, включение которого только затянет про-

цесс накопления этой энергии.

3.3. Внешние характеристики преобразователей

Внешние характеристики преобразователя являются важными эксплуата-

ционными показателями. Они определяют поведение привода в разомкнутой

системе и определяют диапазон регулирования скорости и моментом. Уст-

ройства искусственной коммутации могут вносить дополнительную ЭДС в

контур выпрямленного тока и, следовательно, влиять на внешнюю характе-

ристику преобразователя.

Рассмотрим влияние устройств принудительной коммутации на зависи-

мость Еdи=(Id) при условии идеального сглаживания выпрямленного тока, т.

е. когда La—с Ґ.Следует заметить, что влияние этих устройств для различ-
ных схем будет различным. Так для инвертора по схеме рис. 1.1, а уравнение

внешней характеристики можно представить выражением

Еdи= Edии + Edие

где Еdии, Еdие— противоЭДС группы вентилей с искусственной и естествен-

ной коммутацией. При этом Еdие описывается известными выражениями а ,

Еdии согласно зависимости

ч-

ч -ж- -

ч ч-ж+ -

зз

т=- т т

и t m

фCфC

dии

tdUttdUt

0cos

cos

g w

tdRidt

L ф

tифiMW

g тc т- (3.22)

Здесь U1ф — амплитуда фазного напряжения сети; tg и, tg и — соответственно

первый и второй этапы коммутации; iф— фазный ток преобразователя.

В выражении (3.22) первый интеграл представляет собой cреднее значе-

ние вводимой коммутирующим устройством ЭДС, величина которой после

интегрирования равна

02ш ч2ч

зз

иck

m g

(3.23)

Второй и третий интегралы определяют противоЭДС инвертора на ин-

тервале проводимости пары вентилей. Четвертый интеграл представляет со-

бой вольт-секундную площадь падения напряжения на индуктивности фазы

сети на последнем этапе коммутации. В течение этого интервала ток по всту-

пающей в работу фазе возрастает до Id, ЧТО дает право записать.

=тт =

tии

CфCd

tdLidLI

(3.24)

Из выражения (3.24) следует, что абсолютная величина лещади индук-

тивного падения напряжения на последнем этапе коммутации не зависит от

вида коммутации, а также характера изменения тока за этот промежуток и

его длительности и целиком определяется током нагрузки и индуктивностью

анодной цепи. Поэтому уменьшение tУ" при искусственной коммутации не
приводит к снижению индуктивного падения напряжения, а лишь увеличива-

ет всплеск напряжения.

Последний интеграл представляет собой падение напряжения на актив-

ном сопротивлении фазы сети. Его можно представить, как

Принимая во внимание, что можно для расчетов считать

Ri tdIRdtC

фd

t N N

тт@ = (3.25)

Подставляя выражения (3.23), (3.24) и (3.25), а также решая второй и

третий интегралы, получим выражение для внешней характеристики группы

вентилей с искусственной коммутацией

ч--

=-++

иd

иCK

NNdфCи

222

nis(soc)

pgg

(3.26)

Анализ полученного уравнения показывает, что существенное влияние на

внешнюю характеристику преобразователя по схеме рис. 3.2, а оказывает ток

перезаряда коммутирующего конденсатора, значительно снижая ее жест-

кость. На рис 3.2. представлены внешние характеристики преобразователя с

«С» коммутацией.

При перезарядке конденсатора по вспомо-

гательной цепи, минуя контур выпрямлен-

ного тока, за время первого этапа коммута-

ции противо-ЭДС инвертора определяется

потенциалом заканчивающей работу фазы.

Поэтому с достаточной для практики точ-

ностью уравнение внешней характеристики

инвертора с «L С» коммутацией можно

Рис.3.2. Зависимость Edи=f(Id): представить выражением
d

NNdфCи

EU ч

= -+ж+

1 psin cos( g' ) 2(3.27)

Т.е. таким же уравнением, как и для инвертора с естественной коммута-

цией.

Анализ внешних характеристик преобразователей с ИК показал, что для

инверторов приводов, где требуется широкое регулирование момента и ско-

рости, наиболее приемлемы схемы с -L-С коммутацией, внешняя характери-

стика которых практически не отличается от характеристик преобразовате-

лей с ЕК.
ГЛАВА 4. РАЗРАБОТКА МЕТОДИКИ ВЫБОРА

И РАСЧЕТ ВЕНТИЛЬНОГО ПРЕОБРАЗОВАТЕЛЯ

Выбор вентильного преобразователя АВК определяется в первую очередь

мощностью проектируемого электропривода, диапазоном изменения частоты

вращения, особенностями исполнительного механизма и рядом других пока-

зателей.

Промышленностью освоен выпуск преобразователей для систем АВК ти-

па АТДЕ, ПАВК, ПРБУ, основные технические характеристики которых

приведены в [1]. Агрегаты АТДЕ предназначены для плавного пуска и регу-

лирования частоты вращения асинхронных двигателей с фазным ротором

единой серии АК2, МТ, МТБ, МТМ и других мощностью до 100 кВт. Охлаж-

дение неуправляемого роторного блока вентилей и сетевого инвертора, вы-

полненных по мостовой схеме без согласующего трансформатора, естествен-

ное.

Преобразователи серии ПАВК предназначены для регулирования часто-

ты вращения двигателей с фазным ротором мощностью от 100 до 2000 кВт с

номинальным током I2 до 1250 А и номинальным напряжением Е2к до да 1700

В при рабочем напряжении ротора до 700 В. Для агрегатов ПАВК-400X2-630

и ПАВК-200X2-1250 инвертор выполнен с последовательным соединением

двух мостов при питании от двух гальванически не связанных по низкой сто-

роне трансформаторов. В качестве сглаживающей индуктивности использу-

ется дроссель ФРОС.

Для реверсивных приводов по схеме АВК используется преобразователь

ПРБУ, у которого в отличие от АТДЕ включен в схему тиристорный ревер-

сор цепи статора. Схема предусматривает динамическое торможение двига-

теля.

В тех случаях, когда типовой преобразователь не соответствует заданным

для электропривода техническим показателям (загрузки вентилей, мощность

преобразователя, энергетические показатели привода и др.), приходится ре-

шать задачу расчета и проектирования индивидуального преобразователя.
4.1. Расчет роторного выпрямителя

Неуправляемые вентили роторного блока выбираются по значению вы-

прямленного тока, соответствующему максимальному моменту сопротивле-

ния на валу двигателя

dTH

I max 2max 1.22 2

0.78

где КT — коэффициент перегрузки по току в пуско-тормозных режимах.

Схема соединения вентилей роторной группы, как правило, принимается

трехфазной мостовой. Вентили выбираются по среднему току через вентиль

и по максимальному обратному напряжению. Ток вентиля находится по вы-

ражению [3]

111

30.9

1.22

KHKKn

fП

= (4.1)

где КТ — коэффициент, учитывающий снижение допустимого тока через вен-

тиль при работе с пониженной частотой (для вентильных каскадов мини-

мальное скольжение можно полагать равным 2%, следовательно, частота то-

ка ротора будет 1 Гц). При 1 Гц А";=0,92; Кв— коэффициент, учитывающий

снижение допустимого тока через вентиль при скорости движения охлаж-

дающего воздуха меньше 15 м/с В разработанных в настоящее время конст-

рукциях преобразователей скорость воздуха обычно лежит в пределах 7—10

м/с; при этом Кв следует принимать равным 0,9; Кк— коэффициент, учиты-

вающий снижение допустимого тока через вентиль вследствие конструктив-

ного ухудшения условий охлаждения, принимается равным 0,9; Кn1— коэф-

фициент, учитывающий снижение допустимого тока через вентили при их

параллельном соединении.

В предположении, что распределение тока между параллельно включен-

ными вентилями будет осуществляться с точностью не ниже 10%, коэффици-

ент КU1 следует принимать равным 0,9; n1— число пар параллельно включен-

ных вентилей. Максимальное обратное напряжение на вентиле роторной

группы равно:
22

2max

1.41

Dобр

U = (4.2)

где KU2— коэффициент, учитывающий неравномерность распределения фаз-

ного напряжения между последовательно включенными вентилями, прини-

мают равным 0,8—0,9; n2— число последовательно включенных вентилей.

Пример расчета. Расчет проведем для асинхронного вентильного каска-

да с полным диапазоном регулирования (smax=1) и машиной АК2-92-4 со сле-

дующими данными: Pи=100 КВТ; wн=152 рад/с; U1=220/380 В; I1н=343/198 А;

Е2к=235 В; соsj1н =0,85; I2н=275 А; Ke=1,62; Xр=0,135Ом; Х=2, r1=0,008 Ом;

r2=0,0122 Ом; хр=0,135 Ом; rс = 0,085 Ом; хс = 0,078 Ом. Примем максималь-

ный ТОК ротора асинхронной машины равным двойному номинальному. То-

гда средний ток через вентиль будет равен

334

30,90,290,90,911

2212275

30.9

1,222

111

2 =

ЧЧЧЧЧЧ

ЧЧ

KHKKn

fП

А,

а обратное напряжение

1,145321133,3

1.41

=2m = Ч Ч ax=

Dобр

U B

Полученные данные позволяют выбрать для роторного блока вентиль

В500 с повторяющимся напряжением 400 В

4.2. Расчет инверторов с искусственной коммутацией

Инвертор с отсекающими диодами (рис.2.1, б)

1. Максимальное обратное напряжение тиристора

(4.3)

где Кu— коэффициент перенапряжения, задaвеемый из условия ограничения

перенапряжения.

2. Обратное напряжение отсекающего диода

(4.4)

3. Средний ток шунтирующего диода
(4.5)

где Iкс— средний ток коммутирующей цепи Lк—Ск за период коммутации,

определяемый по (1.5); w с — круговая частота сети; w k— собственная кру-

говая частота коммутирующего контура.

Здесь следует иметь в виду, что средний ток Iс через шунтирующий диод

будет значительно меньше максимального тока, поэтому при выборе вентиля

необходима его проверка по допустимому максимальному значению.

4. Обратное напряжение на шунтирующем диоде определяется по (4.3),

5. Выбор коммутирующих элементов необходимо проводить, учитывая

особенности работы инвертора с индивидуальным устройством гашения тока

вентилей в схеме АВК. Принимая во внимание, что минимальное напряже-

ние на коммутирующем конденсаторе равно 0,5 2U1 , найдем эквивалентные

значения

(4.6), (4.7)

Здесь — время восстановления запирающих свойств тиристоров; К— ко-

эффициент, равный 1,5—2,0; оптимальное значение K=1,56, при этом значе-

ние емкость коммутирующего конденсатора, будет минимальна.

В процессе коммутации в данной схеме участвуют все коммутирующие

элементы Lл—Ск, соединенные в треугольник. Поэтому истинное значение Lk

Ск определяется как

=СL K L'CK

= (4.8)

Амплитуда тока коммутирующего контура определится из максимально

возможного напряжения на Ск, равного

KUIK = K U 2U1 /wK L'Ui2,K

Тогда средний ток коммутирующего контура, представляющий полувол-

ну синусоиды, найдем из уравнения
Ik = Iк IK

0,319

= (4.9)

6. Выбор напряжения коммутирующего конденсатора. Коммутирующие

конденсаторы необходимо выбирать, учитывая, что в инверторе они работа-

ют при несинусоидальном напряжении. Напряжение, на которое выбираются

конденсаторы, находится из условия равенства потерь в нем при заданном

несинусоидальном и эквивалентном синусоидальном напряжениях.

На рис. 2.9, а представлен график напряжения коммутирующего конден-

сатора инвертора с отсекающими диодами. При расчете потерь в конденсато-

рах не учитываются потери от тока утечки, которые очень малы. Поэтому

напряжению в межкоммутационные периоды неизменно и равно Uck0. Вели-

чина Uск0 принимается равной КU 2 U1. Для широкого диапазона частот тан-

генс угла потерь в конденсаторе tg d практически остается неизменным. То-

гда уравнение для потерь в коммутирующем конденсаторе DР С при форме

напряжения Uск и тока i'к, показанной на рис. 2.9 а, можно представить выра-

жением

12342214141wdwdC twtK K KttK KK P Tt5tK KiC g t tdiCg t td ттiCtgD=++тdtKd1261 (4.10)

Так как t2-t1=t4-t3=t6-t5, а 2 1 sin t,

iK K

U w

= то заменив пределы интегри-

рования, получим

KUtg

P K K

KKK

w p 2

1 sin

233

D= Чт (4.11)

Проинтегрировав выражение (4.11), приравняем ДРС потерям в этом же

конденсаторе при эквивалентном синусоидальном напряжении

UgCKCKU gtUCgtvd vd

Тогда

Ug=

uKK U(4.12)

гдe К3— коэффициент запаса, учитывающий разброс параметров и измене-

ние величины tgd в зависимости от частоты. Значение К3= 1,1…1,3.
Пример расчета. 1. Ток тиристора и отсекающего диода

ITD = 307 А.

2. Обратное напряжение тиристоров. Величину Кu принимаем равной 1,2.

Для асинхронных машин мощностью до 200 кВт наиболее целесообразным

является бестрансформаторный вариант схемы преобразователя. Следователь

но

==ЧЧ=121,2 1,14083346рбo TuUK UB

3. Обратное напряжение отсекающего диода

рбoDuUKU== ЧЧ Ч=122 1,2221,140836821.

4. Расчет элементов коммутирующего контура. Коэффициент К принима-

ем равным 1,56, а tв=200 мкс.

( 2 arcsin 1 /1,56 ) :

Uл

KIKt

Сk T dn

( ) ( )

мкГн

лл

tB 29,5

21,6526332niscra1/1,56

08300210

0832niscra1/1,56

22 6 1,65633002106

ЧЧЧ-

ЧЧ

ЧЧЧЧЧ

003KKС C мкФ

== : LK LK 45мкГн

2534

0,680192,510

21,22380

1 =

ЧЧЧ

ЧЧ

w == -

==Ч=KCKI IA 0, 9130,9134352808,5.

5. Средний ток шунтирующего диода

KcII A

808,592,5

0,6810

314

Ч=

6. Обратное напряжение шунтирующего диода

==ЧЧ=121,2 1,14083346рбо DUUK UB

7. Напряжение коммутирующего конденсатора. Расчет ведем по выраже-

нию (4.12), принимая K3=1,3,

515ДUU K KUB

1,31,2380

==ЧЧ=

Инвертор с устройством группового гашения тока.

Для преобразователя с устройством группового гашения тока вентилей
порядок расчета параметров элементов слeдующий. 1. Ток и обратное напря-

жение тиристоров инвертора (Т1—Т6) определяются согласно выражениям

(2.20), (4.6). 2. Ток и обратное напряжение коммутирующего тиристора Tк и

диода Dк.

Среднее значение тока

TDk

KK w

=3 (4.13)

Здесь необходима проверка вентилей по максимальному допустимому

току. Это объясняется тем, что в Tк и Dк ток протекает лишь незначительное

время, равное времени коммутации, и его максимальная величина может зна-

чительно превышать средний ток. Обратное напряжение так же, как и для

шунтирующего диода предыдущего варианта схемы, определяется по выра-

жению (4.6).

3. Диоды Д1—ДЗ выбираются на ток, равный

DTD

IKI

= (4.14).

4. Расчет элементов коммутирующего контура.

Принимаем, что напряжение узла подзарядки коммутирующего конден-

сатора равно 2U1 Тогда

( )( )

Tdн

arcison

KKI

--=

21112

(4.15)

Здесь К рекомендуется выбрать равным 1,55—2,0, a

KKK

K гдеL L L

e0.80.9.-= -=+

Величина IСК определяется согласно (4.10).

5. Выбор напряжения коммутирующего конденсатора. Напряжение на

конденсаторе определим, исходя из тех же положений, которые были приня-

ты при рассмотрении потерь в конденсаторе инвертора с отсекающими дио-

дами. Кривые напряжения и тока конденсатора Cк представлены на рис. 2.9,

б: Тогда
D=т

t211

t K K

gtdt

P d

Где fK , fC — частоты коммутации и сети.

Принимая во внимание, что iК= t

U w

sin

2 1 , и проведя замену пере-

менных, получим

nis.

gtdtt

P K K

KC d w w

wpw

w p

D=ЧЧт

Проинтегрировав полученное выражение и приравняв к потерям в этом

же конденсаторе при эквивалентном синусоидальном напряжении, будем

иметь

KCUgtUCgtwd wd

CUKgCK

K 2 2

или

=UK U1 (4.16)

Для устройства группового гашения тока компенсационного инвертора

f = 150 Гц. Следовательно

=gUU K 3U (4.17)

6. Действующее значение тока в индуктивности Lк определяется согласно

выражению

2 ' K

где Kf' — 1,3ё1,5— коэффициент, учитывающий вытеснение тока в провод-

нике коммутирующей индуктивности и определяемый wк.

Пример расчета. Так же, как и для инвертора с отсекающими диодами,

расчет преобразователя с устройством группового гашения тока вентилей

проведем для системы АВК с асинхронной машиной АК2-92-4.

1. Ток и напряжение основных тиристоров инвертора (Т1—Т6) будут

иметь те же значения, что и в предыдущем примере.

2. Расчет элементов коммутирующего контура. Принимаем следующие

исходные данные для расчета: К=1,56; e =0,8; tв=200 мкc; Kт = 2; KU =1,2;
K3=1,3. Тогда

Ч--+

Ч+

ЧЧЧЧ

--+

12 (2 1.56 1)(0.8 1) 1.56

1.651

arcsin

1.14380

1.65263300210

(21()1)

arcsin

KeK

KKIt

CK T dH B

-=Ч=6 69 101002мкФ

Ч--+

ЧЧ+

ЧЧЧ

--+

(21.651()0.81)1.56

1.651

arcsin

1.652336

1.1408300210

(21()1)

arcsin

TdH

KeK

KKIU

-=Ч=6 05 0105мкГн

Собственная частота коммутирующего контура

110

002010510

11 4

KKKLC6 6 c

=Ч

ЧЧЧ

w==

Амплитуда тока коммутирующего контура

1290

010510

21.21.14380

1 =

ЧЧ

== -

А.

Средний ток коммутирующих вентилей Тк и Dк

314

=Ч=ЧЧ30 .91330.91312904 =

DTK

KK w

А.

Ток диодов Д1—Д3

210

314

2336

2 4

==Ч

DTd

IKi

А.

Следует заметить, что максимальный ток, протекающий через Д1— ДЗ,

равен 2IdH, т. е. 672 А, поэтому так же, как и для Дк, эти вентили должны быть

проверены по допустимой кратковременной токовой перегрузке.

Действующее значение тока коммутирующего реактора

210

314

1.3

1.41

1290

2 3 4

===

Эквивалентное напряжение коммутирующего конденсатора

gUUKU= = Ч= 131 .23083790 B

Расчет элементов устройства ограничения перенапряжений

Расчет элементов ограничителя перенапряжений, схема которого пред-
ставлена, сводится к определению емкости «буферного» конденсатора и

мощности трансформатора.

1. Емкость «буферного» конденсатора Сб согласно (4.18) при условии,

что UИ = U1m и 1 ( 1 )

mCK

K = + D равны

[( 1) 4( 1)]

(2)

-+-

mUU

THdCK

Rб

UKK

KILL

СC (4.18)

2. Мощность трансформатора УОП определим из (1.41)

2(2)

чч

зз

THdCKC

УОП

KILL

3. Напряжение вторичной обмотки трансформатора

1.53cos

min

U УПО =

где bmin — угол регулирования инвертора УОП.

Пример расчета. Расчет элементов УОП проведем для тех же исходных

данных, что и в предыдущих примерах.

Величину индуктивности Lс принимаем равной 0,25*10-3 гН.

1. Емкость «буферного» конденсатора

[ ] [ ]

00201823

2083(1.21)4(1.21)

4633(20.52010501)

(1)4(1)

(2 )6

236

-Ч=

Ч-+-

ЧЧЧ+Ч

-+-

= -

mtUU

THdCK

UKK

KILL

С мкФ

2. Мощность трансформатора УОП при

ч=

чч=ЧЧЧ+Ч-

зз

=+ - --

1.23

314

2633(20.52010501)

"22(2 p 2 2 3 )6p

ОПУTHdCK

PKILL

=19,7 кВт

3. Вторичное линейное напряжение трансформатора УОП

4.3. Выбор согласующего трансформатора

и токоограничивающего реактора

Трансформатор сетевого блока выбирается по току и напряжению вто-
ричных обмоток. Напряжение вторичной обмотки трансформатора в первую

очередь зависит от глубины регулирования частоты вращения двигателя, т. е.

от максимального скольжения Sтах и определяется согласно выражению.

min

2max

cosb

E T = K

Здесь принято, что роторная группа вентилей выполнена по мостовой

схеме; bmin — минимальный угол инвертирования, равный не менее 15 эл.

град.

Ток вторичной обмотки трансформатора I2т выбирают, исходя из вы-

прямленного тока ротора Id, соответствующего длительной или средне эф-

фективной нагрузке двигателя

I2т = Кi Id

где Кi — коэффициент, зависящий от схемы инвертора и принятого закона

управления. Значение Кi для различных законов управления инвертором сле-

дует брать:

— для закона I, II

Кi=

— для закона III

Кi=

- при min 2 1min 1

ЈЈbb + b-;

Кi=

1 2 1 1 2

- при 2 1min 1

b і + - ;

— для закона IV

Кi=

- при ;

b Ј -

При этом необходимо выбирать такие значения углов b при которых

привод работает длительно, когда Кi — минимально. Тогда мощность транс-

форматора может быть определена по выражению.

min

2max

cos

Kdi

EsIK

=SE I=(4.19)

Следует иметь в виду, что габаритная мощность трансформатора превы-

шает найденную по вышеприведенному выражению, так как схемы транс-
форматоров должны компенсировать потоки вынужденного намагничивания.

Так, например, мощность трансформатора для питания инвертора по трех-

фазной мостовой схеме должна быть выбрана, на 4,5% больше.

В случае бестрансформаторных схем сетевой блок вентилей подключает-

ся к сети через токоограничивающий реактор, защищающий преобразователь

от токов короткого замыкания на время срабатывания защиты и ограничи-

вающий скорость нарастания тока в вентилях. Токоограничивающий реактор

необходим также в том случае, когда реактанса согласующего трансформа-

тора недостаточна для ограничения токов короткого замыкания.

Расчет реакторов ведется из условия ограничения тока короткого замы-

кания до величины, безопасной для вентиля в течение времени срабатывания

защиты. Если в качеств аппарата защиты используется автоматический вы-

ключатель со временем отключения, равным 0,01—0,02 с, то максимальным

током через вентиль является ударный ток короткого замыкания. Величина

этого тока не должна превышать допустимый ток через вентиль, который со-

гласно перегрузочной характеристике равен

IУД=6p Iдоп

С другой стороны

ДУУдоп

=2IК I

где КУ — ударный коэффициент, принимаемый равны , Iдоп —

допустимая для преобразователя периодическая составляющая тока коротко-

го замыкания.

Тогда

доп

и требуемая индуктивность реактора определится выражением

Сдоп

Конструктивные размеры реактора можно найти по эмпирической фор-

муле

* 01[],

3910

80 2 2 6 мГн

DBC

LC -

=
где ( )

xammin

=+D D D— средний диаметр катушки (рис. 4.1), см; В— высота

катушки, см; С— толщина намотки, см; W— количество витков.

Рис, 4. 1. Расчетные размеры токоограничивающего реактора
ГЛАВА 5. ЭКОНОМИЧЕСКАЯ ЧАСТЬ

5.1. Расчет экономической эффективности

от внедрения новой техники

Совокупность требований, при выполнении которых допустимые реше-

ния в наилучшей степени отвечают поставленным целям называется крите-

рием. Согласно типовой методике определения экономической эффективно-

сти капитальных вложений критерием общей эффективности капитальных

вложений является прирост национального дохода в соответствии с этим

критерием сравнительной народнохозяйственной экономической эффектив-

ности вариантов технических решений должно быть достижение минималь-

ной стоимости совокупной конечной общественной продукции за определен-

ный период:

Ч®

min (4.1)

где, n – количество типоразмеров конечной совокупной общественной про-

дукции; Qj – объем производства продукции j- го вида за рассматриваемый

период; Сj - стоимость единицы продукции j- гo типоразмера. Для расчета

величины экономии, полученной в результате использования новой техники,

в каждом конкретном случае необходимо определять соответствующие пока-

затели сравнительной народнохозяйственной экономической эффективности,

которые бы соответствовали критерию. Первоначально рассчитываются ча-

стные технико-экономические показатели, а затем на их основе общие пока-

затели экономического эффекта и эффективности. К частным относятся та-

кие, как трудоемкость продукции (работ), производительность труда (выра-

ботка рабочих), материалоемкость, энергоемкость и.т.п. Все они являются

экономическими, так как выражают экономию затрат общественного труда

(живого или общественного) на единицу продукции. Преимуществом выбора

рациональных вариантов новой техники на основе расчетов и анализа общего

экономического показателя является проведение отдельных технических, ор-

ганизационных и экономических достоинств и недостатков к одному значе-
нию – экономии затрат общественного труда, обусловленных производством

данной продукции. В практике расчетов сравнительной экономической эф-

фективности новой техники широкое применение получил общий показатель

экономии приведенных народно хозяйственных затратах (годовой экономи-

ческий эффект) Эг определяемый как разность

Эг = З1 – З2

где З1, З2 приведенные народно – хозяйственные затраты, применяемые к

расчету по базовому и новому вариантам техники.

Приведенные народно – хозяйственные затраты по каждому варианту З

определяются по формуле:

З = Сi + En Ki

где, Сi – полная себестоимость годового количества продукции (работ) изго-

товляемой с помощью новой техники; Ki – суммарная величина капитальных

вложений по народному хозяйству, принимаемых к расчету по вариантам; En

– нормативный коэффициент экономической эффективности.

Методика определения экономической эффективности использования в

народном хозяйстве новой техники, изобретений и рационализаторских

предложений рекомендует расчет экономического эффекта от производства и

использования новых средств труда долговременного применения (машин,

оборудования, приборов и т.п.) с улучшенными качественными характери-

стиками (производительность, долговечность, издержки производства и.т.д.)

за срок их службы с учетом морального износа производить по формуле

---

=Ч Ч2

()()

UUFKK

ЭЗ

где З1 и З2 приведенные затраты единицы соответственно базового и нового

средств труда (тыс. сум); b2/b1 – коэффициент учета роста производительно-

сти единицы нового средства труда по сравнению с базовым. b2, b1 – годовые

объемы продукции (работы) производимые при использовании единицы со-

ответственно базового и нового средств труда, в натуральных единицах;
-

1 коэффициент учета изменения срока службы нового средства тру-

да по сравнению с базовым; P1 и P2 – доля отчислений от балансовой стоимо-

сти на полное восстановление (реновацию) базового и нового средства труда,

рассчитываются как величины обратные срокам службы средств труда, опре-

деляемым с учетом их морального износа; ЕН – нормативный коэффициент

эффективности (0,15); K1' и K'2 – сопутствующие капитальные вложения по-

требителя (капитальные вложения без учета стоимости рассматриваемых

средств труда) при использовании базового и нового средств труда в расчете

на объем продукции (работы) производимый с помощью нового средства

труда, тыс. Сум;U1 и U2 – годовые эксплуатационные издержки потребителя

при использования им базового и нового средств труда в расчете на объем

продукции (работ) производимой с помощью нового средства труда, тыс.

Сум.

Таблица 4.1

Исходные данные для расчета экономической эффективности от внедрения

нового усовершенствованного средства труда

№Варианты

п/п ПОКАЗАТЕЛИ

Ед.

изм. Базовый Внедряемый

1 2 3 4 5

1 Объём выпускаемой продукции тонна 4200 4200

2 Количество установленных машин шт. 1 1

3 Производительность оборудования м/сек 12,0 13,2

4 Установленная мощность всего

оборудования

кВт 11,0 5,5

5 Коэффициент спроса – 0,7 0,7

6 Плата за электроэнергию за 1 кВт

максимальной нагрузки в год за 1

кВт/час потребляемой энергии

Сум 97 97

7 Размер платы за установленную

мощность

Сум 16800 16800

8 Размер амортизационных

отчислений на капитальный ремонт

% 15,0 15,0
9 Отчисления на текущий ремонт % 5,0 5,0

10 Минимальный размер зарплаты Сум 62920 62920

11 Отчисления на социальному

страхованию

% 23 23

Таблица 4.2

Определение приведенных и эксплуатационных затрат в базо-

вым и внедряемым вариантах, в тыс. сумах

Варианты

№

п/п

ПОКАЗАТЕЛИ

Базовый Внедряемый

1 Стоимость машины с учетом затрат на

транспортировку и монтаж

6500 7000

2 Прямые капитальные затраты 51350 55418

3 Затраты на НИР и ОКР – –

4 Капитальные затраты в производственные

фонды по изготовлению затратах НИР и ОКР 51350 55418

5 Приведенные затраты по изготовлению

оборудования 72703 78463

7 Эксплуатационные издержки, всего в том

числе:

– амортизационные отчисления на капиталь-

ный ремонт

– отчисления на текущий ремонт

– затраты на электроэнергию

– материальные затраты

17268,0

9750,0

3250,0

4268,0

–

16198,0

10522,5

3507,5

2134,0

34,0

5.2. Определение сопутствующих капитальных вложений

Сопутствующие капитальные вложения, отнесенные к изготовлению но-

вого средства труда определяется в размере 10% от стоимости базового и

внедряемого оборудования:

0056,0

100

0005610

K= тыс.Сум;
5107,0

100

0510710

K= тыс.Сум;

Поставляя полученные значения в формулу получим годовой экономиче-

ский эффект от внедрения предлагаемой машины на производство:

364871764,9

0,4610,15

(8627189161)0,51(51070056)

30 - 7271,11=

---

Эг =ЧЧ+тыс.Сум.
ГЛАВА 6. ТЕХНИКА БЕЗОПАСНОСТИ

БЕЗОПАСНОСТЬ ТРУДА ПРИ ЭКСПЛУАТАЦИИ УСТАНОВОК,

РАБОТАЮЩИХ ПОД ДАВЛЕНИЕМ

6.1. Общие положения

В современном производстве, в том числе в шелковой промышленности,

широко применяются герметизированные системы, в которых под давлением

находятся жидкости и сжатые газы. К аппаратам и сосудам, работающим под

давлением, относятся паровые котлы, пароприемники, трубопроводы пара и

горячей воды, баллоны и цистерны для храпения и перевозки сжатых и сжи-

женных газов и пр. Они являются источником повышенной опасности, по-

этому при их проектировании, изготовлении, эксплуатации и ремонте необ-

ходимо строго соблюдать установленные правила и нормы.

Предприятия кокономотальной промышленности оснащены оборудова-

нием, в технологическом процессе которого широко применяется пар или го-

рячая вода, поступающая из котельных установок.

6.2. Эксплуатация сосудов, работающих под давлением

Безопасная эксплуатация сосудов, работающих под давлением, достига-

ется созданием наиболее рациональных конструкций с повышенным коэф-

фициентом запаса прочности, применением высококачественных материа-

лов, обязательной установкой предохранительных устройств и контрольно-

измерительных приборов.

Причинами аварий и взрывов на таком оборудовании может быть потеря

механической прочности вследствие коррозии, повышение давления сверх

предельного, отсутствие или неисправность запорной арматуры, нарушение

герметичности, несоблюдение установленного режима, отсутствие надежно-

го технического надзора.

При устройстве и эксплуатации сосудов, работающих под давлением,

следует руководствоваться Правилами, утвержденными Госгортехнадзором.

Они распространяются на сосуды, работающие под давлением более 70 кПа;
сосуды, предназначенные для хранения и перевозки газов, жидкостей и сы-

пучих тел без давления, но опорожняемые под давлением газа более 70 кПа;

баллоны для перевозки и хранения сжатых, сжиженных и растворенных га-

зов под давлением более 70 кПа. Правилами предусматривается, что ответст-

венность за правильность конструкции сосудов, их монтаж, выбор материала

и его прочность несет организация, выполняющая работы по изготовлению и

монтажу сосудов.

Сосуды, работающие под давлением, должны быть снабжены запорной

арматурой (вентилями, кранами, задвижками) для отключения трубопрово-

дов, предохранительными устройствами, приборами для измерения давления

и температуры среды, указателями уровня жидкости. В каждом сосуде долж-

ны быть предусмотрены устройства для наполнения находящейся в ней сре-

ды, а также для удаления конденсата.

Запорную арматуру следует устанавливать на трубопроводах, подводя-

щих к сосуду пар, газ или жидкость и отводящих их от него. Запрещается за-

порную арматуру устанавливать между сосудом и предохранительным кла-

паном.

Предохранительные клапаны предназначены для того, чтобы при повы-

шении давления в сосуде сверх допустимого предела выпустить в атмосферу

излишек пара, газа или жидкости. Предохранительный клапан должен быть

снабжен устройством, не позволяющим обслуживающему персоналу увели-

чивать нагрузку на клапан, а также устройством для продувания клапана. На

рис. 6.1, а дана схема рычажного предохранительного клапана, которая раз-

рывается при повышении расчетного давления, и газ выходит из емкости,

предотвращая разрушение; на рис 6.1, б — схема пружинного предохрани-

тельного клапана. При повышении давления сверх предельного усилие пру-

жины или груза преодолевается, в результате чего открывается отверстие в

седле клапана и газ выходит из емкости.

Количество предохранительных клапанов, их размеры и пропускная спо-

собность выбираются из расчета, чтобы давление в сосуде не превышало ра-
бочее более чем на 50 кПа для сосудов с давлением до 300 кПа и на 15% —

для сосудов с давлением от 300 до 6000 кПа.

Пропускную способность предохранительных клапанов определяют по

формуле

a=-GBF P Ptp121 1, 95(),(6.1)

где а — коэффициент расхода газа клапаном (указывается в паспорте кла-

пана); Р — площадь сечения клапана, см2; В — коэффициент (для жидкости

В = 1); Ри Р2—избыточное давление соответственно перед и за предохрани-

тельным клапаном; р — плотность среды, t1 — температура среды перед

клапаном.

Для определения избыточного давления устанавливают манометры. По

назначению они бывают трех видов: рабочие, контрольные и манометры-

эталоны. Рабочие манометры служат для измерения давления непосредст-

венно в условиях эксплуатации, контрольные— для проверки рабочих ма-

нометров, манометры-эталоны—для проверки манометров в лабораторных

условиях. Класс точности манометра обозначается числом и указывается на

циферблате. Рабочие манометры изготавливают следующих классов точно-

сти: 0,5; 1,0; 1,5; 2,5; 4. Манометры для измерения давления в сосудах

должны подбираться по рабочему давлению и иметь класс точности не ниже

2,5. На шкале манометра должна быть нанесена красная черта, показываю-

щая допустимое рабочее давление в сосуде.

Запрещается пользоваться манометрами в следующих случаях: если на

них нет пломбы или клейма; если срок проверки манометра просрочен; если

стрелка манометра при его отключении не возвращается к нулевому показа-

нию шкалы; если разбито стекло или имеются другие видимые поломки.

Манометры нужно проверять не реже одного раза в год. При проверке

манометры пломбируют или на них ставят клеймо. Не реже одного раза в 6

месяцев предприятие должно проводить дополнительную проверку мано-

метров контрольным манометром с соответствующей записью результатов

проверки в журнале контрольных проверок.
6.3. Правила эксплуатации котельных установок

Котельные установки обеспечивают предприятия паром и горячей водой,

необходимыми для технологических нужд и отопления. Различают паровые

котлы с давлением 70 кПа и выше и водогрейные— с температурой воды

выше 115°С.

Паровые котлы, производящие пар, а также аппараты, потребляющие

этот пар, работают в закрытой под давлением системе, требующей особенно

внимательного выполнения всех мероприятий по

6.1. Схемы предохранительных клапанов: а — рычажного:

1 — рычаг, 2 — груз, 3 — клапан; б — пружинного:

/ — регулировочный болт, .2 —пружина, 3 — клапан.

технике безопасности. Неудовлетворительная эксплуатация паровых котлов

может привести к тяжелой аварии — взрыву котла.

При взрыве за короткое время высвобождается значительная энергия

(потенциальная энергия).

Работу взрыва (Дж) при адиабатическом расширении газа определяют по

формуле
,

1 1

й -

чч

зз

A (6.2)

где Р1 и Р2 — начальные и конечные давления в сосуде, Па; V — началь-

ный объем газа, м3; п — показатель адиабата (для воздуха п=1,41).

На основании статистических данных установлены следующие основные

причины перенапряжения материала стенок котла, приводящие к нарушению

их целостности:

—снижение уровня воды в котле, ведущее к перегреву его стенок;

—несоответствие материала, недостатки в конструкции, неудовлетвори-

тельное изготовление котла;

—разъедание металла, приводящее к местному ослаблению стенок котла,

избыток накипи и грязи, вызывающий перегрев стенок котла;

—чрезмерное давление пара в котле, являющееся следствием неисправ-

ности предохранительного клапана, недосмотра обслуживающего персонала;

—взрыв газов в топках.

Устранение вышеперечисленных причин при эксплуатации котельных

агрегатов исключает возможность взрыва котлов.

- Для контроля давления и температуры воды на входе и выходе водо-

грейных котлов устанавливают манометры и термометры, а также насосы,

переключающиеся с питания котла водой на выкачивание ее из котлов в ка-

нализацию. К обслуживанию котельной установки допускаются лица, дос-

тигшие 18 лет, прошедшие медицинское освидетельствование, обученные по

специальной программе и имеющие удостоверение квалификационной ко-

миссии на право обслуживания котла.

Перед началом работы в котельной установке следует провести прием-

сдачу с обязательной записью в журнале состояния агрегата, эксплуатаци-

онного режима.

Паровые котлы необходимо останавливать в следующих случаях:

— при подъеме давления в котле выше нормы на 10%;

— при понижении уровня воды;
— при отказе питающих устройств;

— при отказе водоуказательных приборов или предохранительных кла-

панов;

— при наличии течи в котлах;

— при взрыве газа в газоходах.

При эксплуатации газифицированных котлов особое внимание обраща-

ется на предупреждение утечки газа из системы. Зажигать горелки котла

можно только после устранения неисправностей и при полном удалении газа

из помещения.

Техническое освидетельствование котлов производится инспекцией Гос-

гортехнадзора систематически, а также после капитального ремонта. Перио-

дические осмотры проводятся один раз в четыре года, а гидравлические ис-

пытания — один раз в восемь лет. Гидравлическое испытание котлов, паро-

перегревателей, трубопроводов пара или горячей воды и баллонов должно

производиться под пробным давлением в течение 5 мин (табл. 6.1).

Таблица 6.1

Нормы гидравлического испытания

Установка, сосуд Рабочее

давление Р, мПа

Пробное

давление,

мПа

1. Паровой котел и пароперегреватель,

газопровод

2. То же

3. Водогрейный котел

4.Рубопровод пара или горячей воды

5. Баллон

Не более 0,5

Более 0,5

Любое

1,5 Р

1,25 Р

6.4. Правила эксплуатации баллонов

Работа с баллонами, наполненными сжатыми, сжиженными или раство-

ренными газами под большим давлением, требует особой осторожности и

строгого выполнения всех правил, утвержденных Госгортехнадзором.

Опасность аварий, связанных с разрывом баллонов, усугубляется тем,

что в большинстве случаев около баллонов, особенно с кислородом, угле-

кислым газом и ацетиленом, находятся люди.
Основными причинами аварий являются:

— низкое качество изготовления баллонов;

— заполнение баллонов газом сверх установленных норм;

— нарушение правил безопасности при транспортировке и хранении

баллонов.

Кислородные баллоны необходимо оберегать от загрязнения маслами и

особенно от попадания масла внутрь.

Каждый баллон должен иметь вентиль, отчетливо выбитое клеймо, где

указывается номер баллона, его фактическая масса, дата (месяц и год) изго-

товления (испытания) и год следующего испытания, рабочее давление,

пробное гидравлическое давление, вместимость баллона. Окраска баллонов

и цвет надписи должны соответствовать Правилам устройства и безопасной

эксплуатации сосудов, работающих под давлением.

Находящиеся в эксплуатации баллоны должны подвергаться периодиче-

скому испытанию не реже одного раза в пять лет. Баллоны, заполненные га-

зами, вызывающими коррозию (хлор, хлористый водород, сероводород),

подвергаются испытанию не реже одного раза в два года.

Обслуживающий персонал обязан знать, что заполнять баллоны газами

запрещается в случае истечения срока периодического испытания, отсутст-

вия клейма, неисправности вентилей или повреждения корпуса. Баллоны

должны храниться в вертикальном положении, ограждаться устройством, ис-

ключающим их падение, загрязнение и нагревание.

Правилами устройства и безопасной эксплуатации сосудов, работающих

под давлением, баллоны для сжатых газов должны иметь остаточное давле-

ние не менее 50 кПа, а для ацетилена — не менее 59 и не более 100 кПа.

6.5. Эксплуатация трубопроводов пара

и горячей воды

При эксплуатации трубопроводов пара и горячей воды следует руково-

дствоваться Правилами устройства и безопасной эксплуатации трубопрово-

дов пара и горячей воды, утвержденными Госгортехнадзором. Эти правила
распространяются на трубопроводы, транспортирующие водяной пар с рабо-

чим давлением 70 кПа и температурой воды выше 115°С. В соответствии с

указанными правилами все трубопроводы подразделяются на четыре катего-

рии: трубопроводы первой категории с условным проходом более 70 мм,

трубопроводы второй и третьей категорий с условным проходом 100 мм и

трубопроводы четвертой категории с условным проходом более 100 мм.

Предприятия должны проводить техническое освидетельствование тру-

бопроводов в следующие сроки:

— наружный осмотр трубопроводов — один раз в год;

— наружный осмотр и гидравлическое испытание не подлежащих реги-

страции трубопроводов — в течение двух лет.

Кроме того, трубопроводы должны подвергаться наружному осмотру и

гидравлическому испытанию перед пуском вновь смонтированного трубо-

провода после ремонта, связанного со сваркой, и при пуске трубопровода по-

сле нахождения его в состоянии консервации более двух лет; наружному ос-

мотру — не реже одного раза в три года. Трубопроводы в собранном виде

должны подвергаться гидравлическому испытанию пробным давлением, рав-

ным 1,25 рабочего давления, в течение 5 мин., после чего его снижают до ра-

бочего давления.
ЗАКЛЮЧЕНИЯ

Дипломный проект посвящен вопросам разработка автоматизированного

электропривода насосных агрегатов текстильных предприятий.

В первой главе рассмотрены особенности работы насосов в текстильных

предприятиях и регулирование их режимов, при этом изучены вопросы на-

значение насосов в текстильных предприятиях, особенности работы насосов

и требования к их электроприводу, а также каскадные способы регулирова-

ния скорости насосов.

Вторая глава проекта посвящен изучению асинхронных вентильных кас-

кадов с искусственной коммутаций вентилей, здесь приведены общие поня-

тия, рассмотрены основные требования к вентильным преобразователям,

схемы устройств искусственной коммутации тока, преобразователи с устрой-

ствами индивидуального и группового гашения.

В главе 3 проведен анализ электромагнитных процессов в преобразовате-

лях с искусственной коммутацией, при этом отдельно рассмотрены электро-

магнитные процессы в преобразователях с индивидуальной коммутацией и с

групповой коммутацией, определены внешние характеристики.

Четвертая глава посвящен разработке методики выбора и расчета вен-

тильного преобразователя, осуществлен расчет роторного выпрямителя, рас-

чет инверторов с искусственной коммутацией, а также выбор согласующего

трансформатора и токоограничивающего реактора.

В пятой и шестой главах рассмотрены вопросы экономической части

(расчет экономической эффективности от внедрения новой техники и опре-

деление сопутствующих капитальных вложений) и техники безопасности

(общие положения, эксплуатация сосудов, работающих под давлением и трубо-

проводов паров горячей воды, правила эксплуатации котельных установок и

баллонов).

Получение результаты рекомендуются использовать при реконструкции

существующих и проектировании новых электроприводов насосных устано-

вок текстильных комбинатов.
СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ

1. Х ва тов С.В., Титов В.Г. Проектирование и расчет асинхронного

вентильного каскада. Горький, 1987.

2. Онищенко Г.Б. Асинхронный вентильный каскад. М., «Энергия», 1997.

3. Ива но в Г.М., Онищенко Г.Б. Автоматизированный электропривод в

химической промышленности. М., «Машиностроение», 1996.

4. Маевский О.А. Энергетические показатели вентильных преобразова-

телей. М., «Энергия», 1998.

5. Плес ко в В.И. и др. Проектирование я расчет систем автоматизиро-

ванного электропривода. Горький, 1990.

6. Лебедев Е.Д., Наймарк В.Е., Пест рак М.Я., Слежановский О.В.

Управление вентильными приводами постоянного тока. М., «Энергия», 1990.

7. Санд лер А.С, Т а р а с е н о к Л.М. Динамика каскадных асинхронных

электроприводов. М., «Энергия», 1987.

8. Фрер Ф., Ор те нб урге р Ф. Введение в электронную технику регулиро-

вания. «Энергия», 1993.

9. Соколов М.М, Автоматизированный электропривод общепромышлен-

ных механизмов М., 1986.

10. Справочник по проектированию электропривода, силовых и освети-

тельных установок/Под ред Болыиама Я.М., Самовера М.В., Круповича В. И.

11. Бенерман В.И., Ловский Н.Н Проектирование силового электрообору-

дования промышленных предприятий. Л , I997.

12. Зимин Е.Н., Преображенский В.И., Чувашов И.Н. Электрооборудова-

ние промышленных предприятий и установок в машиностроении М., 1988

13. Сиротин А.А. Автоматическое управление электроприводами. М.,

1999.

14.Электротехнический справочник/Под ред. Чиликина М.Г.М., 1994, т.I.

15.Электротехнический справочник/Под ред. Чиликина М.Г.М., 1995, т. II,

16.Чиликин М.Г., Соколов М.М., Терехов В.М., Шинянокий Л. В. Основы

автоматизированного электропривода М., 1994.
17.Чиликин М.Г. Основы автоматизированного электропривода М.,1994.

18.Основы автоматизированного электропривода. Чиликни М.Г., Соколов

М. М., Терехов В.М., Шинянский А.В.—М.: Энергия, 1988.-568 с.

19.Сиротин А.А. Автоматическое управление электроприводами.— М.:

Энергия, 1989.-560 с.

20.Чиликни М.Г., Ключев В.И., Сандлер А.С. Теория автоматизированного

электропривода.—М.: Энергия, 1989. —616 с.

21.Соколов М.М. Автоматизированный электропривод общепромышлен-

ных механизмов.—М.: Энергия, 1996. —540 с.

22.Ключев В.И., Терехов В.М. Электропривод и автоматизация общепро-

мышленных механизмов.—М.: МЭИ, 1991. - 240 с.

23.Семидуберский М.С. Насосы, компрессоры, вентиляторы.—М.: Пром-

стройиздат, 1997.—223 с.

24.Зимин Е.Н., Чувашов И.И.Электрооборудование промышленных пред-

приятий. – М.: Стройиздат, 1997. – 431 с.

РАЗРАБОТКА АВТОМАТИЗИРОВАННОГО ЭЛЕК-ТРОПРИВОДА НАСОСНЫХ АГРЕГАТОВ ТЕКСТИЛЬНЫХ ПРЕДПРИЯТИЙ