Моталка стана 1700
Введение
Во всех отраслях промышленности непрерывно растет потребность
в тонколистовой стали с равномерной толщиной по ширине и длине, высоким
качеством поверхности и способностью к глубокой штамповке. При горячей прокатке
невозможно получить лист хорошего качества толщиной менее 1 мм. Этому
препятствует образующаяся при горячей прокатке окалина, толщина которой
соизмерима с толщиной самого прокатываемого металла. Лишь при холодной прокатке
удается получить тонкий лист блестящей поверхности, равномерный по толщине, с
механическими свойствами, необходимыми при дальнейшей его обработке. На
современных листовых станах холодной прокатки получают листы, жесть и ленты
минимальной толщины (0,15; 0,07; 0,0015 мм и менее).
В настоящее время широкое распространение получили
автоматизированные электропривода на основе частотного регулирования
электроприводов переменного тока с использованием специальных синхронных
двигателей питающихся от непосредственного преобразователя частоты. Их широкое
внедрение оказалось возможным в связи с бурным развитием микропроцессорной
техники, которое позволило реализовать с высокой точностью систему
автоматического регулирования с очень сложным алгоритмом функционирования.
Станы холодной прокатки являются высокомеханизированными и
автоматизированными. Автоматизация этих станов обеспечивает повышение качества
прокатываемых полос и производительности за счёт полного удовлетворения
требований технологии и оптимизации режимов работы стана. Повышение качества
продукции достигается модернизацией как механической части оборудования,
технологии прокатки, так и систем управления станом.
Данный проект посвящён разработке электропривода моталки
двухклетевого реверсивного стана холодной прокатки. В ходе проектирования был
произведён расчёт и выбор элементов силовой части электропривода, выбор системы
регулирования и её элементной базы, проведён анализ статических и динамических
свойств привода и составлена его принципиальная электрическая схема.
1. Технологическая часть
1.1
Назначение, состав и техническая характеристика моталки стана 1700 холодной
прокатки
электропривод статический
динамический схема
Стан предназначен для прокатки горячекатаных заготовок,
различных сортов стали, со следующими основными параметрами:
§ Предел текучести металла: 370-600 Н/мм2
§ Временное сопротивление на разрыв: 490-690 Н/мм2
§ Размеры полосы:
Ширина полосы: 800 мм - 1650 мм
Толщина полосы:
- на входе: 1,5 мм - 5,0 мм
- на выходе: 0,35 мм - 3,0 мм
§ Размеры рулона:
- Наружный диаметр: 990 мм - 2200 мм
Внутренний диаметр: 610 мм
Масса рулона: не более 35000 кг
§ Усилие давления металла на валки:
Суммарное усилие давления: не более 22000 кН
§ Скорость прокатки: не более 1350 м/мин (22,5 м/с)
на выходе стана
§ Время разгона:
- Нормальный разгон и останов до скорости 22,5 м/с можно
осуществлять за 18 с, то есть с ускорением 1,25 м/с2 (регулируется)
- Быстрый останов со скорости 22,5 м/с до 0 м/с
осуществляется за 10 с, то есть с ускорением 2,25 м/с2
Аварийный останов длится 7,5 с, с ускорением 3 м/с2.
Рисунок 1.1 - Главные привода стана
Основные
устройства и механизмы двухклетевого стана
1. Седельная шагающая балка (шагающий конвейер),
предназначенная для транспортировки рулонов, подлежащих прокатке, в позицию
передачи.
2. Рулонные тележки - предназначены для транспортировки
рулонов.
. Рулоноподъемник - служит для поднятия и опускания
транспортной тележки с рулоном с целью позиционирования его на разматывателе и
снятия прокатанного рулона с моталки.
. Разматыватель - предназначен для размотки рулона,
подачи в прокатную клеть и поддержания обратного натяжения.
. Прижимной ролик на входе разматывателя - приводит
передний конец рулона, надетого на барабан разматывателя, в положение,
требуемое для подачи в станцию подготовки рулонов.
. Стационарные и направляющие поворотные столы -
размещены под полосой и служат для обеспечения нужного направления.
. Трехроликовый правильно-тянущий агрегат -
предназначен для правки деформированных участков и обеспечения необходимого
изгиба полосы для подачи ее в раствор рабочих валков первой клети.
. Пресс с боковыми направляющими - для придания полосе
требуемого положения при входе в рабочую клеть №1 и выходе из нее при обратном
проходе, а также для обеспечения обратного натяжения при выходе из клети во
время обратного прохода.
. Реверсивные моталки №1 и №2 - для сматывания в рулон
полосы, выходящей из рабочей клети, и поддержания натяжения полосы.
Барабан моталки имеет следующие характеристики:
- максимальный диаметр (при разжатых сегментах) 610
мм;
- минимальный диаметр (при сжатых сегментах) 586 мм.
10. Амортизирующий ролик - установлен на входе моталки №1
и №2 и служит для удерживания наружного витка рулона при снятии его с барабана
моталки.
11. Сталкивающий щит - движется вслед за снимаемым рулоном
и предотвращает выход (телескопирование) внутренних витков.
12. Изгибочные ролики - для обеспечения необходимого
изгиба полосы для подачи ее к барабану моталки №1 или №2.
. Прокатные клети - являются клетями типа кварто, то
есть имеют по два рабочих и по два опорных валка.
Клети оснащены гидравлическими нажимными цилиндрами,
расположенными в верхней части прокатных станин и предназначенных для создания
усилий прокатки. Каждая клеть оснащена системой положительного и отрицательного
изгиба рабочих валков.
Установленные под подушками нижних опорных валков клинья
обеспечивают постоянную высоту (уровень) прокатки независимо от диаметров
используемых валков.
Клети имеют систему осевой сдвижки рабочих валков (СМС).
Сдвижка производится с помощью гидравлических цилиндров.
Клети имеют следующие характеристики:
- тип: 4High-CVC;
- расстояние между клетями: 4500 мм;
суммарное усилие на клеть: 22000 кН;
сдвиг рабочего валка: ±100 мм.
14. Натяжной ролик - для измерения натяжения полосы и
поддержания постоянного уровня линии прокатки для устройства измерения толщины
полосы.
Размеры натяжного ролика:
- наружный диаметр: 275 мм;
- длина бочки: 1800 мм.
15. Два передаточных направляющих стола - установлены
между первой и второй клетями ниже линии прокатки и служат для поддержания полосы
в промежутке между клетями во время заправки и обеспечения доступа к
устройствам измерения толщины полосы и скорости во время технического
обслуживания.
16. Устройство охлаждения валков - для снабжения рабочих
клетей охлаждающе-смазывающей эмульсией. Распределение эмульсии в клетях
происходит через форсуночные распылительные коллекторы, расположенные по обе
стороны рабочих валков.
. Устройство для перевалки валков.
. Шестеренчатый редуктор, предназначенный для передачи
вращающего момента от приводного двигателя к рабочим валкам. Редуктор выполнен
повышающим, так как приводной двигатель имеет тихоходное исполнение.
Передаточное число редуктора i = 0,582.
Режимы
работы стана
Прокатный стан может работать с различным числом проходов,
которые можно менять в зависимости от прокатываемой марки стали и выходных
параметров полосы. В работе стана можно выделить следующие режимы:
1. Режим заправки полосы (первый
проход).
Полоса разматывается с разматывателя со скоростью заправки.
До создания натяжения полосы главные приводы работают с регулируемой частотой
вращения при натяжении >2 кН. После достижения необходимого натяжения полосы
прижимные и тянущие ролики отводятся и включается система центрирования полосы.
При необходимости гидронажимные устройства клетей срабатывают на перекос.
2. Режим прокатки (первый проход).
Полоса разматывается с разматывателя со скоростью прокатки
(определяется ЭВМ для конкретной марки стали) и, проходя через рабочие валки,
наматывается на реверсивной моталке №2. В каждой клети производится обжатие
полосы по толщине, доходящее до 40%.
3. Реверсивный режим прокатки
(второй проход).
Полоса разматывается с реверсивной моталки №2 и наматывается
на моталке №1. В каждой клети производится обжатие полосы по толщине, доходящее
до 40%.
4. Реверсивный режим (третий
проход).
Производится размотка полосы с реверсивной моталки №1 и
намотка на моталке №2. Обжатие в каждой клети также может достигать 40%.
1.2
Технология работы моталки стана 1700 холодной прокатки
Подкатом (заготовкой) для двухклетевого реверсивного стана
служит горячекатаная травленная полоса из нелегированной или микролегированной
углеродистой стали с обрезанным под прямым углом передним и задним концами,
смотанная в рулон.
Предназначенные для проката рулоны электромостовым краном устанавливаются
на загрузочный конвейер с шагающей балкой, при помощи которых в автоматическом
режиме или по команде оператора главного поста, рулоны транспортируются к
последней загрузочной секции, где их разворачивает на 1800
устройство поворота, принимает транспортная тележка и подает к разматывателю.
На участке между загрузочным конвейером и разматывателем при
помощи фотоэлементных устройств производится измерение параметров рулона:
ширина, наружный внутренний диаметры с целью установки и центрирования рулона
на оси барабана разматывателя. После установки рулона на барабан разматывателя
рулон фиксируется при помощи гидравлики четырьмя разжатыми сегментами.
Опускается прижимной ролик на наружные витки рулона и он
прокручивается в положение, удобное для отгибания переднего конца скребковым
отгибателем.
После захвата переднего конца рулона скребковым отгибателем
включается привод вращения барабана разматывателя и прижимного ролика на
транспортировку его до трехроликовой правильно-тянущей машины, где производится
правка деформированных участков и обеспечение необходимого изгиба полосы для
последующей транспортировки и задачи ее в раствор рабочих валков первой клети.
Заправка полосы, настройка стана производятся при пониженной
скорости в режиме толчка. При заправке полосы важно, чтобы скорость захвата
металла валками не была очень высокой, так как в противном случае металл может
не войти в валки, поскольку с повышением скорости коэффициент трения
уменьшается.
В процессе пуска и торможения стана скорость прокатки изменяется
от нуля до полной. При увеличении скорости прокатки и сохранении неизменным
раствора валков толщина металла не остается постоянной - она уменьшается
(явление «эффекта скорости»), [1]. В связи с этим необходимо, чтобы длина части
полосы, прокатываемой в процессе пуска и торможения и выходящей из допусков по
толщине, была минимальной, т.е. чтобы время процессов пуска и торможения было
наименьшим.
Холодная прокатка металла должна выполняться с натяжением
полосы между клетями и между клетью и моталкой. Лишь при этом условии возможно
получение листа высокого качества. Отсутствие натяжения считается аварийным
режимом, так как это может привести в лучшем случае к некачественной
поверхности, а в худшем - к петлеобразованию, попаданию петли в валки и их поломке.
Процесс прокатки начинается с захвата переднего конца рулона
скребковым отгибателем, после чего включается привод вращения барабана
разматывателя и прижимного ролика на транспортировку его до трехроликовой
правильно-тянущей машины, где производится правка деформированных участков и
обеспечение необходимого изгиба полосы для последующей транспортировки и задачи
ее в раствор рабочих валков первой клети.
Величина предварительного раствора рабочих валков клетей №1 и
№2 и режимы прокатки устанавливаются автоматически после введения оператором
главного поста в ЭВМ номера программы, соответствующей данному сортаменту.
Транспортировка переднего конца полосы от разматывателя до
реверсивной моталки №2 производится на заправочной скорости 0,5ч1 м/с (30ч60
м/мин). После захвата полосы реверсивной моталкой №2 и намотки двух - трех
витков создается прокатное натяжение и стан разгоняется до рабочей скорости (не
более 22 м/с).
Холодная прокатка на реверсивном стане осуществляется в
автоматическом режиме. Однако, по мере необходимости или в случае аварийной
ситуации, оператор может переходить на «ручное управление», изменяя режимы
прокатки, либо производить форсированную остановку стана.
За 120ч140 метров до заднего конца рулона система
автоматического ведения процесса прокатки или оператор главного поста, работая
в режиме «ручного» управления, дают команду на торможение, снижая скорость от
рабочей до заправочной.
На заправочной скорости 0,5ч1 м/с задний конец рулона,
проходя через рабочие валки клетей №1 и №2 и проводковую арматуру стана,
наматывается на наружную часть рулона, находящегося на барабане реверсивной
моталки №2 при прижатом амортизирующем ролике. На этой операции процесс
прокатки рулона за первый проход заканчивается.
При прокатке металла в два прохода после завершения первого
прохода производится реверс вращения рабочих валков клетей №1 и №2 и барабана
моталки №2. Дальнейшие технологические операции выполняются в той же
последовательности.
Общая схема намотки и кинематическая схема моталки
представлены на рисунке 1.2.1 и рисунке. 1.2.2 соответственно.
Рисунок 1.2.1. Общая схема механизма моталки
Рисунок 1.2.2. Кинематическая схема привода реверсивной моталки
1.3
Технологические требования, предъявляемые к электроприводу моталки
1) Заправка и выпуск полосы должны производиться на малой
(ползучей) скорости (0,5ч1 м/с).
2) Широкий диапазон регулирования скорости при
минимальных потерях. Диапазон регулирования для двигателей моталок определяется
отношением максимальной скорости прокатки к величине заправочной скорости.
) Возможность совместного и раздельного управления
двигателями клетей и моталок в любом направлении.
) Возможность толчкового режима работы стана.
) Система электропривода должна обеспечивать
минимально возможное время ускорения и замедления стана.
) Электропривод должен обеспечивать оптимальное
протекание переходных процессов при разгоне, торможении, реверсировании и
регулировании скорости вращения двигателя.
) Привод должен иметь надежную защиту от перегрузок и аварий,
простоту управления и обслуживания.
Основное требование предъявляемое к электроприводам моталок и
разматывателей любой конструкции, заключается в обеспечении поддержания
натяжения при качественной намотке обрабатываемой полосы в рулон. Отсутствие натяжения
считается аварийным режимом, так как ведет к перекосу полосы и образованию
петли.
Точность регулирования параметров намотки в значительной
степени определяет качество выпускаемой продукции. Высокие технологические
требования должны быть обеспечены во всех режимах, в том числе в динамических,
в режиме заправки и прокатке конца полосы. При этом должны компенсироваться
различного рода параметрические возмущения, такие как эксцентриситет рулона, и
влияние упругих связей, учет которых вносит дополнительные сложности в
математическое описание процессов и соответственно структуру системы управления
электроприводом.
На основании исследований и учета опытов эксплуатации сформирован
критерий оценки качества работы систем регулирования натяжения электроприводов
разматывателей и моталок. Для прокатных станов достаточным условием для
нормального протекания технологического процесса является поддержание натяжения
с точностью до 
.Заданное натяжение должно поддерживаться
во всех режимах работы стана: при нулевой скорости (режим покоя), при разгоне и
торможении, при работе на установившейся скорости. Диапазон уставок натяжения
зависит от сортамента прокатываемой полосы, и, как правило, составляет 1:10,
реже, для моталок и многовалковых станов-до 1:50.
Диапазон изменения угловой скорости двигателя моталки 
зависит от диапазона изменения диаметра
рулона DR и диапазона изменения скорости DV прокатки:
где R0 - минимальный радиус рулона, определяемый радиусом барабана
разматывателя;
Rmax - максимальный радиус рулона;
Vmax, Vmin - максимальная и минимальная скорости
прокатки.
Для рассматриваемого стана эти параметры следующие:
R0 = 305 мм
Rmax = 1100 мм
Vmax = 22,5 м/с, Vmin = 1 м/с
;
;
.
Таким образом, наряду с остальными требованиями, также необходимо
обеспечить диапазон изменения скорости около 81:1.
2.
Расчет мощности и выбор двигателя
.1
Расчет статических моментов и предварительный выбор двигателя
Расчет мощности двигателя ведется для наиболее тяжелого
режима намотки. В таблице 2.1 приведены максимально возможные технические
данные, соответствующие данному режиму намотки.
Таблица 2.1. Технические данные на разработку
|
максимальное
натяжение полосы
|
T=150000
|
Н
|
|
максимальная
скорость моталки
|
V=22,5
|
м/с
|
|
заправочная
скорость моталки
|
V=1
|
м/с
|
|
диаметр
барабана
|
  =0,61м
|
|
|
диаметр рулона
|
 =2,2м
|
|
|
ширина полосы
|
B=1.65
|
м
|
|
толщина полосы
|
h=3
|
мм
|
|
максимальная масса полосы
|
G=35000
|
Кг
|
|
время разгона /
торможения
|
 18c
|
|
|
ускорение при
разгоне / торможении
|
 1.25м/
|
|
|
время цикла
|
 250c
|
|
|
момент инерции
механизма без рулона
|
J=1650
|
|
|
передаточное
число редуктора
|
i=1
|
|
|
КПД редуктора
|
 0.95
|
|
|
предел
текучести материала полосы
|
 500Н/мм
|
|
Расчет
будем производить согласно пособию по электроприводу моталок.
Статический момент на валу барабана моталки складывается
только из моментов, необходимых для изгиба полосы и создания натяжения на ней.
Примем момент холостого хода равным нулю, т.к. согласно техническим данным Mхх = 0, тогда:
;
Момент, необходимый для изгиба полосы, определяется уравнением:
,
где 
-предел текучести материала полосы;
ширина полосы;
толщина полосы;
передаточное число редуктора;
КПД редуктора
Момент от натяжения полосы в начальный момент намотки на
заправочной скорости:
,
где Т - максимальное натяжение полосы
Момент от натяжения полосы в начальный момент намотки на
максимальной скорости:
где 
где lзап1, lп -длины полос, намотанных на заправке и при разгоне от заправочной скорости
до максимальной скорости намотки, м.
lзап1=12 м,
Момент от натяжения полосы перед торможением с максимальной
скорости до заправочной:
где
где lуст -длина полосы, намотанная на максимальной скорости намотки, м.
где lзап2=15 м - длина полосы, намотанная на заправочной скорости в конце
намотки;
,
где 
длина полосы, намотанная при торможении с
максимальной скорости до заправочной.
Момент от натяжения полосы перед торможением с заправочной
скорости до полного останова моталки:
;
Необходимо определить зависимость изменения момента от натяжения
во всем диапазоне намотки, для этого разобьем время работы моталки с полосой на
пять этапов:
а) с момента создания натяжения в полосе до момента начала разгона
моталки от заправочной до максимальной скорости;
б) разгон от заправочной до максимальной скорости;
в) намотка на максимальной скорости;
г) торможение с максимальной до заправочной скорости;
д) намотка на заправочной скорости до момента выхода конца полосы
из пятой клети стана.
На первом этапе зависимость момента от времени характеризуется
уравнением:
При tзап1=12с можно определить момент:
;
На этом этапе момент изменяется от 48,1571 до 51,033
кН·м, при этом радиус рулона изменяется от 0,305 до 0,323 м(Rрул1).
На втором этапе зависимость момента от времени следующая:
При tп2=17,2 с можно определить момент:
На этом этапе момент изменяется от 51,033 до 86,096
кН·м, при этом радиус рулона изменяется от 0,323 до 0,545 м(Rрул2).
На третьем этапе зависимость следующая:
При tуст=32,8с можно определить момент:
На этом этапе момент изменяется от 86,096 до 158057,56
кН·м, при этом радиус рулона изменяется от 0,545 до 1,0014 м(Rрул3).
На четвертом этапе зависимость следующая:
При tт2=17,2 с можно определить момент:
На этом этапе момент изменяется от 158057,56 до 172707,106
кН·м, при этом радиус рулона изменяется от 1,0014 до 1,087 м(Rрул4).
На пятом этапе зависимость следующая:
При tзап2=15 с можно определить момент:
На этом этапе момент изменяется от 172707,106 до 173629
кН·м, при этом радиус рулона изменяется от 1,087 до 1,1 м(Rрул5).
Для того чтобы определить статический момент необходимо сложить
момент от натяжения с моментом который идет на создание натяжения во всем
диапазоне изменения радиуса рулона.
2.2
Предварительный выбор двигателя
Произведем
предварительный выбор двигателя. Приводной двигатель вращается с минимальной
скоростью в режиме заправки, т.е.:
Максимальной скорости двигатель достигает в начале процесса
намотки на установившейся скорости:
В конце намотки скорость двигателя составит:
Диапазон регулирования скорости двигателя во время намотки за
счет регулирования магнитного потока D=щ1/щ2=2.
Такой диапазон регулирования скорости может обеспечить двигатель
типа
DQ4246-6BA02-Z с номинальной скоростью 205 об/мин Приближенно найдем
продолжительность включения ефакт.
Время намотки рулона tр=99,8 с.
Так как tп=150с, тогда можно найти время цикла:
Tц=tп+tр=99,8+150=249,8с;
Тогда фактическая продолжительность включения будет равна:
Найдем мощность приводного двигателя, исходя из рассчитанных
данных:
где естан - стандартная продолжительность включения естан=1);
- коэффициент, учитывающий динамическую нагрузку привода
(коэффициент запаса);
-номинальная скорость двигателя 1/с.
Двигатель выбираем по каталогу из серии 1DQ, руководясь следующими
данными
Рндв≥ 3,3 кВт, nн=205 об/мин, nmax=658 об/мин, Uн=1520B.
Таблица 2.2. Технические данные двигателя типа 1DQ4246-6BA02-Z
|
Номинальная
непрерывная мощность (S1)
|
Pн, кВт
|
3550
|
|
Длительная
мощность (S9)
|
Pдл, кВт
|
4083
|
|
Максимальная
мощность (20 с после режима S9)
|
Pмакс, кВт
|
7100
|
|
Число оборотов
ном./макс.
|
n, об/мин
|
205/658
|
|
Частота напряжения ном./макс.
|
f, Гц
|
6,83/21,93
|
|
Номинальное
линейное напряжение
|
Uл, В
|
1521
|
|
Номинальное
фазное напряжение
|
Uф, В
|
877
|
|
Номинальный
фазный ток (S1)
|
Iф, А
|
1390
|
|
Номинальный
фазный ток (S9)
|
Iф, А
|
1608
|
|
Фазный
импульсный ток (10 сек)
|
Iф.макс, А
|
2843/2879
|
|
Момент
номинальный
|
Мн, кНм
|
165,4
|
|
Напряжение
возбуждения при разгоне
|
Uв.р, В
|
288
|
|
Номинальное
напряжение возбуждения
|
Uв.н, В
|
160
|
|
Максимальное
напряжение возбуждения
|
Uв.макс, В
|
302
|
|
Ток возбуждения
на холостом ходу
|
Iв0, А
|
201
|
|
Ток возбуждения
при разгоне
|
Iв.р, А
|
710
|
|
Номинальный ток
возбуждения
|
Iв.н, А
|
394
|
|
Максимальный
ток возбуждения
|
Iв.макс, А
|
744
|
|
Внутренний
коэффициент мощности
|
cosцн
|
0,998
|
|
Кпд без потерь
возбуждения
|
з, %
|
98,0
|
|
Число пар полюсов
|
р
|
2
|
|
Сопротивление
статора
|
Rс, Ом rс, о.е..
|
0,0154 0,0244
|
|
Реактивное
сопротивление рассеяния статора
|
Xсs, Ом xсs, о.е.
|
0,0416 0,066
|
|
Главное
реактивное сопротивление d-оси (ось
ротора преобразована к стороне статора), насыщенной машины
|
Xрd, Ом xрd, о.е.
|
1,103 1,635
|
|
Главное
реактивное сопротивление в q-оси,
насыщенной машины
|
Xрq, Ом xрq, о.е.
|
0,937 1,485
|
|
Реактивное
сопротивление рассеяния обмотки демпфера d-оси
|
XДds, Ом xДds, о.е.
|
0,0435 0,069
|
|
Реактивное
сопротивление рассеяния обмотки демпфера q-оси
|
XДqs, Ом xДqs, о.е.
|
0,0435 0,069
|
|
Сопротивление
обмотки возбуждения
|
Rов, Ом rов, о.е.
|
0,631 1,554
|
|
Коэффициент
трансформации между обмоткой статора и обмоткой возбуждения
|
g
|
0,442
|
|
гидравлические
дисковые тормоза
|
Мт, кНм
|
40
|
|
использование
холодной воды
|
V, мі/ч
|
18
|
|
температура
воды на входе (макс.)
|
tвх,°C
|
30
|
|
температура
воды на выходе
|
tвых,°C
|
40
|
|
макс. монтажный
вес
|
кг
|
40700
|
|
вес (суммарный)
|
кг
|
42300
|
|
момент инерции
|
кгм2
|
1650
|
2.3
Расчет и построение тахограммы и упрощенной нагрузочной диаграммы
Расчет нагрузочной диаграммы начнем с расчета тахограммы
Время пуска и торможения найдем по уравнению:
tп2=ДV/ап= (V-Vзап1)/ап=(22,5-1)/1,25=17,2с;
tт2=ДV/ат= (V-Vзап2)/ат=(22,5-1)/1,25=17,2с;
tт1=Vзап2/ат=1/1,25=0,8 с.
Время намотки на заправочных скоростях согласно заданию:
tзап1=lзап1/Vзап1=12/1=12с;
tзап2=lзап2/Vзап2=15/1=15 с.
Длина полосы, наматываемой при пуске за время tп2 и торможении за время tт2, а также общая длина
полосы:
lп=Vзап1·tп2+ап·(tп2)2/2=1·17,2+1,25·(17,2)2/2=17,2+184,9=202,1
м;
lт=V·tт2 - ат·(tт2)2/2=22,5·17,2 - 1,25·(17,2)2/2=387-184,9=202,1
м;
м.
Время намотки полосы в установившемся режиме найдем по уравнению:
tуст=(lпол - lзап1 - lзап2 - lп - lт)/V=(1170 - 12 - 15 -202,1 - 202,1)/22,5=738,8/22,5=32,83c.
Время работы моталки на заправочных скоростях без полосы:
t1=t2=2 с.
Время паузы между рулонами:
tпауз=150c.
Время цикла можно определить по уравнению:
Tц=tп+(tп1+ t1+ tзап1+ tп2+ tуст+ tт1+ tзап2+ t2+ tт2)=
=150+(0,8+2+12+17,2+32,8+17,2+15+2+0,8)=190+99,8=249,8c.
Тахограмма работы моталки представлена на рисунке 2.3.1
Рисунок 2.3.1. Тахограмма работы моталки
Зная зависимость изменения линейной скорости и закон
изменения радиуса можно построить зависимость щ=f(t). По аналогии с законами
изменения момента необходимого для создания натяжения в полосе при постоянном
натяжении можно определить законы изменения угловой скорости двигателя на
различных этапах намотки полосы.
Зависимости щ=f(t) при намотке на заправочных
скоростях:
;
.
Зависимости щ=f(t) при разгоне и торможении моталки имеет следующий вид:
При прокатке на максимальной линейной скорости изменение
угловой скорости двигателя можно определить по следующей зависимости:
Подставим в уравнение значение времени от нуля до 185 секунд.
Результаты занесем таблицу 2.3.1
Таблица 2.3.1. Зависимость щ=¦(t) в установившемся режиме
работы
|
t, сек
|
0
|
5
|
10
|
15
|
20
|
25
|
30
|
32,8
|
|
щ, с-1
|
41,29
|
35,38
|
31,45
|
28,59
|
26,39
|
24,63
|
23,18
|
22,62
|
Зависимость щ=¦(t) представлена на рисунке
2.3.2
Рисунок 2.3.2. Зависимость щ=¦(t)
Зная время установившегося движения полосы tуст мы сможем рассчитать по
полученной зависимости Мс=¦(t):
.
Подставим в уравнение значение времени от нуля до 32,8 секунд.
Результаты занесем таблицу 2.3.2.
Таблица 2.3.2. Зависимость Мс=¦(t) в
установившемся режиме работы
|
t, сек
|
0
|
5
|
10
|
15
|
20
|
25
|
30
|
32,8
|
|
Мс, Нм
|
88081,01
|
102452,31
|
115010,07
|
126305,29
|
136656,13
|
146266,05
|
155274,52
|
160095,15
|
По данным таблицы 2.3.2 построим зависимость Мс=¦(t) на всем промежутке
работы на максимальной скорости. При намотке на заправочной скорости во время
пуска и торможения моменты сопротивления в эти промежутки времени:
на заправочной скорости Vзап1
;
на заправочной скорости Vзап2
;
при разгоне с заправочной до максимальной
;
при торможении с максимальной до заправочной
.
Зная времена на каждом участке можно построить зависимости
изменения Мс=¦(t) на этих этапах работы моталки.
Моментом холостого хода пренебрегаем. Теперь после расчета
тахограммы перейдем непосредственно к расчету нагрузочной диаграммы. Моменты,
развиваемые двигателем на любом этапе работы моталки, определяются как[1]:
,
где Мдин - динамический момент, Н·м.
Момент инерции рулона при полной намотке рулона на барабане
Момент инерции при при разгоне от заправочной до максимальной
скорости
Момент инерции при торможении от максимальной скорости до
заправочной
где G - вес рулона
. 
;
. 
;
. 
,
где
- удельный вес металла (
)
Рассчитаем моменты инерции моталки при различных режимах работы:
при пуске до заправочной скорости:
;
при пуске от заправочной скорости до установившейся скорости
прокатки:
;
при торможении от максимальной скорости до заправочной
;
при торможении с заправочной скорости до полного останова:
;
Динамический момент
при пуске до заправочной скорости:
;
- при пуске от заправочной скорости до установившейся скорости
прокатки
;
при торможении от максимальной скорости до заправочной
;
при торможении:
;
Динамический момент при намотке с установившейся линейной
скоростью имеет две составляющие:
при уменьшении угловой скорости двигателя
;
при изменении момента инерции
;
.
Расчет нагрузочной диаграммы представлен в таблице 2.3.3
Таблица 2.3.3. Расчет нагрузочной диаграммы
|
1
|
tп1
|
Мп1
= Мдп + Мхх = 14,14*103 Нм
|
|
|
2
|
t1
|
М1 =
Мхх = 0
|
|
|
3
|
tзап
|
Мзап
= Мс1 +Mизг = 50,157*103 Нм
|
|
|
4
|
tп2
|
Мп2
= Мдп + Мс1 = (12,06 + 88,01)*103 = 100*103
Нм
|
|
|
t, сек
|
0
|
5
|
10
|
15
|
20
|
25
|
30
|
32,8
|
|
Мс, Нм
|
88081,01
|
102452,31
|
115010,07
|
126305,29
|
136656,13
|
146266,05
|
155274,52
|
160095,15
|
|
6
|
tт2
|
Мт1
= - Мдт + Мс2 = (-29,4 + 160,1)*103 =
130,7*103 Нм
|
|
7
|
tвып
|
Мвып
= Мс2 = 175,684*103 Нм
|
|
8
|
t2
|
М2 = Мхх = 0
|
|
9
|
tт1
|
Мт2
= - Мдт + Мхх = -37,36*103 Нм
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
Рисунок 2.3.3. Нагрузочная диаграмма электропривода моталки
2.4 Проверка двигателя по нагреву и по
перегрузочной способности
Проверка двигателя по нагреву производится методом
эквивалентного момента.
Фактический эквивалентный момент за цикл
где
Пересчитывается эквивалентный фактический момент на момент
эквивалентный, так как фактическая продолжительность включения отличается от
стандартной.
Эквивалентный момент
.
Так как Мэ < Мн = 165,8 кНм, то
выбранный двигатель проходит по нагреву.
Проверять двигатель данного типа по перегрузке нет необходимости,
т.к. синхронный электродвигатель практически не имеет ограничений по
перегрузочной способности.
3.
Выбор и характеристика основного силового электрооборудования
.1
Выбор схемы НПЧ
Для работы электропривода моталки применяется синхронный двигатель
с преобразователем частоты SIMADYN D, что
соответствует самым высоким требованиям надежности и готовности, а также
минимуму технического обслуживания. Преобразователи частоты с непосредственной
связью (НПЧ), или циклоконверторы, позволяют осуществить регулирование как
выходного напряжения от 0 до 
, так и частоты 
от 0 до примерно 
. При этом регулирование напряжения и частоты может осуществляться
независимо.
В НПЧ напряжение сети непосредственно без промежуточной ступени
постоянного тока преобразуется в напряжение пониженной частоты. НПЧ состоит из
нескольких управляемых выпрямителей, подключенных к сети переменного тока,
который обеспечивает естественную коммутацию тиристоров.
Основные достоинства НПЧ с естественной коммутацией:
- полная реверсивность,
высокий КПД за счет однократного преобразования энергии;
- при низких частотах форма
выходного синусоидального напряжения улучшается, так как низкочастотная кривая
состоит из большого количества отрезков синусоид сетевого напряжения;
- высокая надежность,
перегрузочная способность и простота силовой схемы, что определяется
естественной коммутацией вентилей;
- возможность независимого
плавного регулирования тока и напряжения;
- лучшие массогабаритные
показатели за счет отсутствия устройств принудительной коммутации и фильтров;
- возможность свободного
обмена энергией между питающей сетью и двигателем, что позволяет реализовать
тормозные режимы электропривода с рекуперацией энергии в сеть;
- возможность получения
сколь угодно низких частот выходного напряжения и обеспечения равномерного
вращения двигателя на малых оборотах;
- устойчивый режим работы
на нагрузку с любым cosц;
- практически
неограниченная мощность НПЧ (за счет параллельного соединения вентильных
групп).
Среди недостатков НПЧ следует отметить следующие:
- диапазон выходных частот
ограничен на уровне 25 Гц;
- наличие субгармоник и
постоянных составляющих выходного напряжения и тока при неблагоприятных
соотношениях частот на входе и на выходе преобразователя;
- низкий коэффициент
мощности, несинусоидальность и модуляция входных токов;
- многоэлементность силовых
цепей и цепей управления, что является оправданным только в преобразователях
большой мощности.
Как было указано, недостатком НПЧ является низкий коэффициент мощности
на стороне питающей сети (
). Однако при включении на стороне
питающей сети батареи конденсаторов типовой мощностью 
потребляемая преобразователем частоты с
непосредственной связью реактивная мощность становится меньше, чем в
преобразователе частоты на основе автономного инвертора при коэффициенте
мощности нагрузки cosц>0,8. Можно считать, что при cosц>0,9 НПЧ по всем показателям превосходят ПЧ на
основе автономных инверторов. Поэтому в диапазоне частот от нуля до 20ч25 Гц
целесообразно применение преобразователей частоты с непосредственной связью.
В связи с вышеперечисленным НПЧ получили широкое применение в
регулируемых синхронных и асинхронных электроприводах средней и большой мощности.
Системы непосредственный преобразователь частоты - синхронный двигатель (НПЧ -
СД) перспективны при создании безредукторных тихоходных электроприводов
металлургического оборудования, отличающихся повышенными требованиями к
быстродействию, перегрузочной способности и качеству регулирования частоты
вращения. Поэтому для питания синхронного двигателя прокатной клети применяется
НПЧ с естественной коммутацией.
У НПЧ отсутствует цепь постоянного тока. Вследствие этого
формирование кривой выходного напряжения преобразователя производится из
отрезков кривых напряжения питающей сети благодаря циклическому подключению
нагрузки на определенные интервалы времени к различным фазам питающей сети.
НПЧ в минимальной конфигурации содержит 
(по числу фаз двигателя) отдельных реверсивных преобразователей
постоянного тока, управление которыми осуществляется переменным модулирующим
напряжением. Форма, частота и амплитуда модулирующего напряжения определяют
форму гладкой составляющей (основной гармонической), частоту f2 и амплитуду напряжения U2 на выходе НПЧ. Регулирование выходного напряжения
характеризуют коэффициентом модуляции µ, который изменяется в пределах
от 0 до 1 и является, по существу, относительной амплитудой модулирующего напряжения.
Напряжения управления отдельными фазами НПЧ имеют одинаковые амплитуду и
частоту, но сдвинуты относительно друг друга на угол 2р/m2.
Управление группами тиристоров, как и в реверсивных
преобразователях постоянного тока, может быть совместным или раздельным. В
последнем случае для предотвращения внутреннего короткого замыкания управляющие
импульсы в любой момент времени должны подаваться только на тиристоры одной из
вентильных групп в соответствии с направлением тока в нагрузке. В этом случае нет
необходимости в установке во внутреннем контуре схемы реактора. При
согласованном управлении необходимы дополнительные реакторы, ограничивающие
уравнительные токи между вентильными группами. Преобразователи с совместным
управлением вентильных групп имеют повышенную типовую мощность элементов
силовой схемы, особенно при малом отношении входной и выходной частоты
преобразователя. В связи с этим для управления вентилями НПЧ принимается
раздельное управление.
В тиристорных НПЧ, как правило, используется естественная
коммутация тока в вентилях, осуществляемая за счет напряжения сети. При этом
выходное напряжение U2 имеет периодический характер при частоте f2 только для дискретных ее значений:
,
где m1 - число фаз питания НПЧ;
f1 - частота питающего напряжения;
k - целые числа (
).
При промежуточных значениях выходной частоты f2, при которых k не
является целым числом, в напряжении U2 появляются низкочастотные субгармоники (то есть гармоники
с частотами ниже f2), влияние которых тем больше, чем ближе значения частот f2 и f1. Появление низкочастотных субгармоник в
напряжении питания двигателя приводит к колебаниям электромагнитного момента.
Поэтому выходные частоты НПЧ в диапазоне, соответствующем k<3, обычно не являются рабочими. Так, для трехфазного
мостового НПЧ максимальная выходная частота f2 max
25 Гц.
Кривая выходного напряжения содержит полный спектр нечетных
высших гармоник, амплитуды которых убывают обратно пропорционально порядковому
номеру гармоники.
В НПЧ с трехфазным выходом при отсутствии в цепи нагрузки
нулевого провода гармонический состав выходного напряжения улучшается, так как
из кривой напряжения исключаются гармоники, кратные трем. На рис. 3.1.1
показана силовая схема трехфазного НПЧ, в котором использованы мостовые
реверсивные преобразователи постоянного тока, а фазы двигателя потенциально
разделены, чтобы избежать межфазных коротких замыканий.
Рисунок 3.1.1 - Обзорная схема электрооборудования моталки
Эта схема позволяет формировать шестипульсное напряжение на
каждой фазе двигателя независимо от других фаз, что способствует заметному
улучшению свойств преобразователя по управлению.
Частота выходного напряжения может изменяться от нуля
включительно. По мере увеличения выходной частоты ухудшается гармонический
состав выходного напряжения и происходит искажение формы тока, что вызывает
пульсации момента регулируемого двигателя. Выходной ток НПЧ всегда отстает от
напряжения сети, так как независимо от характера нагрузки тиристоры всегда
отпираются с запаздыванием.
Каждая выходная фаза преобразователя формируется двумя
группами вентилей, включенных по встречно-параллельной схеме. Наличие двух
вентильных комплектов позволяет получить на нагрузке напряжение изменяющейся
полярности при токе, который может изменять свое направлен
3.2
Выбор преобразователя частоты
Для питания синхронного двигателя выбирается трехфазный
мостовой НПЧ с гальваническим разделением фаз нагрузки. Подключение НПЧ к сети
переменного тока осуществляется через понижающий трансформатор.
При выборе преобразователя необходимо обеспечить выполнение
следующих условий:
;
,
где 
- номинальные значения напряжения и тока
преобразователя частоты;
- номинальные фазные значения напряжения и тока двигателя.
Фазное напряжение двигателя
.
Фазный ток двигателя
.
Таким образом, должны обеспечиваться условия
, 
.
Этим условиям удовлетворяет непосредственный преобразователь
частоты серии SIMOVERT D фирмы «Siemens» типа 6QC6301-2SP13, технические данные которого приведены в таблице 3.2.1.
Таблица 3.2.1. Технические данные НПЧ типа 6QC6301-2SP13
|
Наименование
|
Величина
|
Ед. измерения
|
|
Номинальное
фазное выходное напряжение
|
953
|
В
|
|
Номинальный
фазный выходной ток
|
1750
|
А
|
|
Перегрузочный
ток
|
2800
|
А
|
|
Количество
параллельных мостов (для каждой фазы)
|
1
|
-
|
|
Диапазон
изменения выходной частоты
|
0ч25
|
Гц
|
Преобразователь частоты SIMOVERT D состоит из следующего
комплекта оборудования:
1) тиристорные блоки типа 6QA5034-2AK20 с номинальными
данными:
номинальное подводимое напряжение 1100 В;
- напряжение изоляции 3000 В;
пиковое запирающее напряжение 3500 В;
предельный длительный ток 2070 А.
2) тиристорные предохранители типа 3NE 7637-1:
- 
;
.
3) блок вентилятора типа 2CF4406-6NA6-Z с номинальными данными:
- 
;
.
4) распределители импульсов типа 6QN1022-3AD;
5) шунтирующее сопротивление;
) контроль нуля токов;
) коммутирующие реакторы типа 4EU5321-0AM10 с
номинальными данными;
- 
=1313 A;
- 
.
8) блок защит.
Кроме того, в комплект SIMOVERT D входит также шкаф
вспомогательного оборудования, содержащий:
- трехполюсный контактор типа NFG 5003 VOL III-Pol (
,
,
) с плавкими вставками;
- автоматический
выключатель для источника возбуждения;
- коммутирующий реактор возбуждения типа 4EU39217 BA00 (
);
- автоматические выключатели для вентиляторов двигателя, силового
преобразователя;
- цифровой интерфейс дистанционного управления;
- электроника цепей управления.
3.3
Выбор и характеристика силового трансформатора
В комплект поставки выбранного НПЧ входит силовой
маслонаполненный трансформатор типа ODGN 7500/12. Трансформатор разработан для
продолжительного режима работы в соответствии с номинальной мощностью
двигателей моталок.
Технические данные трансформатора приведены в таблице 3.3.1
Таблица 3.3.1. Технические данные трансформатора ODGN 7500/12
|
 Номинальное напряжениеНоминальный ток   Группа соединения
|
|
|
|
|
|
|
|
   
|
|
|
|
|
|
|
|
|
7500
|
10000
|
1100
|
433,012
|
3936
|
7
|
52
|
7,9
|
Д/Д
|
Максимальное значение выпрямленной ЭДС для трехфазной мостовой
схемы
,
где 
- линейное напряжение вторичной обмотки
трансформатора.
Полное сопротивление фазы трансформатора, приведенное ко вторичной
обмотке
.
Активное сопротивление фазы трансформатора
,
где m - число фаз обмотки трансформатора.
Индуктивное сопротивление фазы трансформатора
.
Индуктивность фазы трансформатора
.
3.4
Выбор и характеристика источника питания для обмотки возбуждения двигателя
Система возбуждения синхронного двигателя должна
обеспечивать:
1) надежное питание обмотки ротора СД во всех режимах, в
том числе и при авариях;
2) устойчивое регулирование тока возбуждения при
изменении нагрузки в пределах номинальной;
) достаточное быстродействие;
) форсировку возбуждения.
В современных электроприводах с синхронными двигателями для
питания обмотки возбуждения используются тиристорные преобразователи с
автоматическим управлением цепью возбуждения в процессе пуска.
Выбор тиристорного возбудителя производится исходя из условий
номинальных данных обмотки возбуждения и коэффициента форсировки:
, 
.
Коэффициент форсировки
;
, 
.
Данным условиям удовлетворяет тиристорный возбудитель из комплекта
выбранного НПЧ, состоящий из шести тиристорных блоков типа 6QA3516-5AA00 со следующими номинальными параметрами:
- номинальное подводимое напряжение 400 В, 50 Гц;
- пиковое запирающее напряжение 1650 В;
предельный длительный ток 1200 А.
Кроме тиристоров, в шкафу питания ротора установлены
следующие приборы:
1) блок вентилятора типа 6QX5350:
- 
;
.
2) коммутирующий трехфазный дроссель типа 4EU39217ВА00:
- 
;
.
3) электронный блок защиты SITOR А10 типа 6QN5501-0ВА.
Тиристорный возбудитель подключается к сети через понижающий
трансформатор типа MCC1 2500/10У1, технические данные которого представлены в таблице
3.4.1
Таблица 3.4.1. Технические данные трансформатора МСС1
2500/10У1
|
Номинальное напряжениеНоминальный токГруппа соединения
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
|
2500
|
10000
|
400
|
48
|
1200
|
6,9
|
20
|
Д/Y-5
|
Максимальное значение выпрямленной ЭДС для трехфазной
мостовой схемы
.
Полное сопротивление фазы трансформатора, приведенное ко вторичной
обмотке
.
Активное сопротивление фазы трансформатора
.
Индуктивное сопротивление фазы трансформатора
.
Индуктивность фазы трансформатора
.
,
где Uф=877 В-номинальное фазное напряжение;
и - угол
отставания ротора двигателя от поля статора;
щн
- номинальная угловая скорость.
.
Реактивные сопротивления необходимо пересчитать для номинальной
частоты
Номинальный ток возбуждения в относительных единицах
По характеристике холостого хода определяем значение ЭДС двигателя
при номинальном токе возбуждения
.
Подставляя найденные данные в уравнение получим угловую
характеристику синхронного двигателя (рисунок 4.1).
Номинальный угол и определяется для номинального момента
и=15,5є.
Перегрузочная способность двигателя по моменту определяется
отношением
.
4.2
Механические характеристики синхронного двигателя
В проектируемом электроприводе осуществляется двухзонное
регулирование скорости вращения двигателя. В первой зоне регулирование
происходит до номинальной скорости при неизменном номинальном моменте.
Регулирование выше номинальной скорости осуществляется при постоянной
номинальной мощности. При работе во второй зоне необходимо обеспечить
выполнение условия
.
Поэтому при превышении номинальной скорости необходимо снижать
момент на двигателе. При регулировании в обеих зонах ток остается равным
номинальному.
Так как ротор синхронного двигателя вращается синхронно с полем
статора, а частота вращения поля статора зависит только от частоты питающей
сети и числа полюсов машины, то есть не зависит от нагрузки, то характеристика
двигателя абсолютно жесткая.
На рисунке 4.2 представлены механические характеристики
синхронного двигателя при двухзонном регулировании скорости вращения.
Рисунок 4.2.1. Характеристики синхронного двигателя при
двухзонном регулировании
5. Анализ динамики электропривода
5.1
Принципы построения систем управления двигателями переменного тока
В соответствии с векторными диаграммами и соотношениями между
основными параметрами двигателя переменного тока, изученными в предыдущих
курсах, его электромеханические свойства при фиксированной частоте питания
однозначно определяются как абсолютными значениями магнитных потоков,
потокосцеплений и токов цепей машины, так и их векторными взаимосвязями. Отсюда
и различные принципы управления двигателем переменного тока (АД или СД):
- скалярный, при котором осуществляется
регулирование лишь абсолютных значений переменных двигателя;
- векторный, при котором одновременно
осуществляется принудительная взаимная ориентация векторов переменных двигателя
в соответствии с принятым законом регулирования.
При этом управляемость двигателем может обеспечиваться совместным
управлением либо частоты 
и напряжения 
, либо частоты и тока 
статорной обмотки. Первый способ управления принято называть
частотным управлением, а второй - частотно-токовым управлением. Выбор способа и
принципа управления определяется совокупностью статических, динамических,
энергетических и затратных требований к электроприводу.
Скалярный принцип частотного управления является наиболее
распространенным в переменном электроприводе. Ему свойственна техническая
простота измерения и регулирования абсолютных значений переменных двигателя.
Однако реализация желаемых законов регулирования скорости и момента двигателя,
их стабилизация и ограничение, при которых обеспечивалось бы постоянство или
ограничение в допустимых пределах внутренних переменных СД (тока статора,
потокосцеплений, основного магнитного потока), из-за сложных функциональных
зависимостей между ними весьма ограничена [15]. И если в статических режимах за
счет комбинаций обратных связей по переменным двигателя в замкнутых системах
частотного регулирования и можно добиться желаемых или близких к ним свойств
электропривода, то в динамических режимах эта задача трудно выполнима. Связано
это с достаточно сложными электромагнитными процессами, протекающими в СД.
Векторный принцип основан на принудительной взаимной ориентации
векторов потокосцеплений и токов двигателя в полярной или декартовой системе
координат в соответствии с заданным законом регулирования. В замкнутых системах
векторного управления по цепям обратных связей наряду с абсолютными значениями
регулируемых переменных поступает информация о текущем пространственном
положении их векторов. За счет регулирования модулей переменных и углов между их
векторами обеспечивается полное управление двигателем как в статике, так и в
динамике, обеспечивая тем самым заметное улучшение качества переходных
процессов по сравнению со скалярным управлением.
В связи с тем, что к проектируемому электроприводу клети
прокатного стана предъявляются весьма жесткие требования по обеспечению
качественных переходных процессов во всех режимах работы, система управления
приводным синхронным электродвигателем должна быть организована по векторному
принципу регулирования.
Информация о текущих значениях модуля и пространственного
положения векторов переменных СД может быть получена как прямым их измерением с
помощью соответствующих датчиков, так и косвенно на основе математической
модели двигателя. Конфигурация и сложность такой модели определяются
техническими требованиями к электроприводу. При сложности вычислительных
операций и алгоритмов управления электроприводом достоинство систем с косвенным
регулированием - в простоте технических решений и, соответственно, в
практической надежности. Поэтому в современных и наиболее совершенных
частотно-регулируемых электроприводах, где системы программного управления
реализованы на основе микропроцессорной техники, информация о векторах
потокосцеплений электрической машины получается косвенным путем на основе ее
математических моделей.
Вариант частотно-токового векторного управления является наиболее
распространенным, поскольку при регулировании тока обеспечивается регулирование
момента, независимо от частоты питающего напряжения двигателя, что упрощает
схему управления, а также одновременно достаточно просто обеспечивает
ограничение перегрева двигателя.
Система векторного управления СД в общем случае должна решать
задачи регулирования и стабилизации момента и скорости двигателя. Электромагнитный
момент в машине переменного тока можно представить как результат взаимодействия
магнитных полей, создаваемых токами, протекающими по обмоткам статора и ротора.
Выражение для электромагнитного момента СД в векторной форме имеет следующий
вид
,
где pn - число пар полюсов СД;
- вектор потокосцепления статора;
- вектор тока статора.
Вектор потокосцепления статора может быть записан в следующей
форме
,
где 
- полная индуктивность цепи статора СД;
- индуктивность рассеяния обмотки статора;
- взаимоиндуктивность.
В соответствии с двумя последними выражениями, формирование
момента СД возможно за счет воздействий на абсолютные значения векторов
потокосцеплений 
, 
, 
, токов 
, 
и фазовых сдвигов между ними. От того,
какие вектора выбраны в качестве регулируемых будет зависеть принцип построения
и техническая реализация системы управления электроприводом. Если
воспользоваться выражением
,
то в качестве регулируемых будут выбраны вектора и .
На рис. 5.1, а изображен в разрезе синхронный двигатель с
нанесенными на ротор и статор токовыми нагрузками и соответствующими им
потокосцеплениями 
и 
, которые изображены в виде пространственных векторов. Здесь же
нанесена система прямоугольных координат, жестко связанная с ротором (оси d и q). Причем одна
из осей (ось d) направлена вдоль оси катушки ротора, а
другая (ось q) - поперек. Когда на трехфазную обмотку
статора подано трехфазное напряжение, токи проводников обмотки статора создают
вращающееся магнитное поле, которое увлекает за собой ротор.
На рис. 5.1, б изображена упрощенная векторная диаграмма, построенная
в предположении, что в двигателе нет потоков рассеяния и отсутствует падение
напряжения в цепи обмоток статора. Вектор результирующего потокосцепления
двигателя (потокосцепления в воздушном зазоре) 
равен геометрической сумме составляющих и . Составляющая направлена по оси d. Направление и
величина вектора определяются мгновенными значениями токов
фазных обмоток статора. В основу векторного принципа регулирования положено
известное из теории электрических машин выражение для электромагнитного момента
,
где k = 0,5 m / Lm - коэффициент пропорциональности;
m - число фаз двигателя;
Lm - индуктивность тока намагничивания.
Если сопоставить это выражение с векторной диаграммой
потокосцеплений в электрической машине (рис. 5.1, б), то площадь SD, ограниченная векторами-слагаемыми и и вектором-суммой (площадь моментного треугольника в электрической машине),
пропорциональна величине электромагнитного момента, т.е.
.
Таким образом, с учетом сказанного можно так сформулировать первое
правило векторного регулирования электромагнитного момента: чтобы косвенным
способом регулировать величину электромагнитного момента в электрической
машине, достаточно каким-либо способом изменить площадь моментного
треугольника, т.е. векторного треугольника, соответствующего выражению
.
В регулируемом электроприводе переменного
тока наблюдается избыточность управляющих воздействий, поэтому одно и то же
значение момента и скорости электродвигателя, требуемое по условиям ведения
технологического процесса, может быть реализовано при разных электромагнитных
состояниях электродвигателя, соответствующих моментным треугольникам различной
формы.
Вообще, оптимизация режимов работы
электропривода должна производиться на основе технико-экономического критерия,
в котором должны учитываться массогабаритные и стоимостные показатели
электропривода, суммарные потери в электродвигателе и преобразователе частоты,
потребление реактивной мощности от питающей сети. Но вследствие неоднозначности
возможных режимов электропривода, недостаточности исходной информации
приходится отказываться от реализации строго оптимальных режимов, а отдавать
предпочтение режимам более простым. Причем, последние по своим
технико-экономическим показателям часто оказываются несущественно хуже
оптимальных.
В синхронных частотно-регулируемых
электроприводах требования оптимального использования габаритной мощности СД (и
установленной мощности НПЧ) приводят к необходимости выполнения следующих
условий:
- обеспечение работы СД с
номинальным потокосцеплением статора во всем диапазоне изменения нагрузок и
регулирования скорости (за исключением режима ослабления поля при двухзонном
регулировании);
- обеспечение работы СД с
коэффициентом мощности, равным или близким единице.
На векторной диаграмме первое условие
означает выполнение неравенства
Ф < Фн,
где Фн - величина номинального
потока электродвигателя.
Этим условием исключается режим насыщения
магнитной системы электродвигателя.
Коэффициент мощности на зажимах статора электродвигателя равен
единице, если угол j между
векторами Iс и Uc равен нулю. Это будет выполняться, если
угол между векторами и прямой.
В зависимости от конкретных условий можно принять и обосновать
другие законы возможного управления электромагнитными координатами
электродвигателя, которым соответствуют иные требования к форме его векторной
диаграммы.
Исходя из сказанного, можно сформулировать второе правило
векторного регулирования электромагнитного момента: чтобы при регулировании
момента электродвигателя добиться оптимальных режимов работы электропривода,
необходимо в соответствии с выбранными критериями оптимизации соблюдать (с
помощью системы регулирования) определенную форму моментного треугольника этого
электродвигателя.
5.2
Синхронный двигатель как элемент системы автоматического регулирования
Базой для анализа синхронного двигателя как объекта регулирования
является аналитическая теория синхронной машины и элементы теории обобщенной
электрической машины. Для анализа электрических машин, симметричных в магнитном
отношении (АД, синхронные неявнополюсные машины) может быть рассмотрена
обобщенная машина, которая представляет собой двухфазную машину, имеющую по две
обмотки на статоре и роторе, расположенные в ортогональных осях. Оси статора б-b неподвижны, оси ротора d-q вращаются со скоростью w.
Дифференциальные уравнения контуров обобщенной машины
записываются следующим образом
где 
- напряжение, прикладываемое к обмотке
статора;
- напряжение, прикладываемое к обмотке ротора;
- потокосцепление обмоток статора и ротора;
- токи контуров статора и ротора;
- активные сопротивления ротора и статора.
Так как данные уравнения напряжений контуров машины являются
дифференциальными уравнениями с переменными коэффициентами, то это практически
исключает их использование для построения структурных схем электродвигателей
как объектов регулирования.
Поэтому есть необходимость перейти к нелинейным дифференциальным
уравнениям с постоянными коэффициентами. Для этой цели применяются линейные
преобразования, которые заключаются в преобразовании исходных уравнений к
другим координатам, т.е. в изменении координат отсчета переменных при условии
обеспечения инвариантности мощности. Линейным преобразованиям подвергаются все
переменные машины (u, i, 
). На рисунке 5.2.1 изображены векторные диаграммы обобщенной
машины для прямого преобразования координат.
Прямые преобразования координат от осей б-в, d-q к осям x-y, вращающихся с
произвольной скоростью 
, осуществляются в соответствии с
векторными диаграммами на рисунке 5.2.1 по следующим соотношениям
где 
- координатный угол между осями б-x;
- угол между осью d и осью б.
В синхронной машине целесообразно рассматривать систему координат,
вращающуюся вместе с ротором (ось х при этом совмещают с осью б). Это так
называемая система осей d-q (рис. 5.2.2).
В системе координат d-q выражения для потокосцеплений не содержат переменных
индуктивностей, а дифференциальные уравнения напряжений при неизменной частоте
вращения машины имеют постоянные коэффициенты, что существенно облегчает
исследование динамики привода.
Преобразование к осям d-q является практически
единственным, приводящим дифференциальные уравнения синхронной машины с
периодическими коэффициентами к уравнениям с постоянными коэффициентами.
Поэтому в теории синхронной машины преобразование к осям d-q имеет фундаментальное
значение.
Преобразование к осям d-q производится в
соответствии с уравнениями:
Аналогичные выражения можно записать для токов и потокосцеплений
по осям d и q.
Напряжения ud
и uq называют, соответственно, продольным и
поперечным напряжением статора. Угол определяется угловым положением ротора относительно
результирующего вращающегося потока статора и, по сути, является углом нагрузки
синхронной машины. В переходных процессах
этот угол изменяется с изменением скорости вращения двигателя.
Построение структурной схемы осуществляется в соответствии со
следующими уравнениями.
Уравнения равновесия напряжений статора
Потокосцепления статора
где if - ток обмотки возбуждения;
LAA, LAВ, LAС, LВA, LВВ, LВС, LСA, LСВ, LСС - индуктивности статора;
LAf, LВf, LСf - взаимные индуктивности фаз статора и
обмотки возбуждения.
Потокосцепление обмотки возбуждения
,
где Lff - собственная индуктивность обмотки
возбуждения.
где Mf - максимальное значение взаимной
индукции.
Преобразование токов статора к осям d-q осуществляется в
соответствии с выражениями
где i0 - ток нулевой последовательности.
Система уравнений в результате преобразований примет
следующий вид
Аналогично выражения для потокосцеплений примут вид
где 
, 
, 
;
, 
- средние значения собственной
индуктивности фазы статора и взаимной индуктивности между двумя фазами статора.
Потокосцепление ротора
.
Напряжение обмотки ротора
.
Электромагнитный момент синхронного двигателя в осях d-q
.
Уравнение движения привода
.
Приведенные уравнения образуют полную систему уравнений
синхронного двигателя. Преобразовав ее к виду удобному для синтеза САР, получим
следующие выражения.
,
где 
, 
, 
.
,
где 
, 
, 
.
Потокосцепление статора по продольной оси
.
Операторным и алгебраическим уравнениям соответствует структурная
схема СД, приведенная на рисунке 5.2.3. Анализ показывает, что СД представляет
собой нелинейный многосвязный объект с наличием внутренних перекрестных
обратных связей. В частности, в контурах токов статора имеются внутренние
обратные связи по ЭДС вращения 
и 
, которые определяют взаимное влияние продольных
и поперечных контуров машины.
Рисунок 5.2.3 - Структурная схема синхронного двигателя в системе
отсчета, ориентированной по ротору
5.3
Расчет переходных процессов
Расчет переходных процессов будем производить по готовой
структурной схеме синхронного двигателя, входящей в пакет Mathlab. Упрощенный вид
структурной схемы изображен на рисунке 5.3.1. Получившиеся переходные процессы
представлены на рисунке 5.3.2.
Рисунок 5.3.2. Переходные процессы электромагнитного момента
и скорости в системе электропривода
Заключение
В результате выполнения курсового проекта был спроектирован
электропривод моталки двухклетевого реверсивного стана холодной прокатки. На
основании технологии были сформулированы основные требования к электроприводу.
В качестве приводного двигателя был выбран синхронный электродвигатель типа 1DQ4246-6BA02-Z с водяным охлаждением.
Синхронные двигатели в качестве более надежны по сравнению с
асинхронными. Это обусловливается значительно большим (в 3ч4 раза) воздушным
зазором между статором и ротором, а также низким напряжением в роторе
двигателя. К.П.Д. синхронного двигателя на 0,5ч3% выше, чем у асинхронных двигателей
той же мощности. По сравнению с двигателями постоянного тока синхронные
двигатели не имеют ограничений по мощности, перегрузочной способности и
скорости нарастания тока.
На основании технических условий и номинальных данных
приводного двигателя был произведён выбор преобразователя частоты с
непосредственной связью типа 6QC6301-2SP13 с цифровой системой управления на основе
специализированного программируемого микроконтроллера SIMOVERT D, входящего в состав
преобразователя частоты. Рассмотрены защиты от аварийных режимов работы
электропривода. Произведено построение структурной и функциональной схем
системы автоматического регулирования. СД.
Список использованных источников
1. Бычков В.П. Электропривод и автоматизация
металлургического производства: Учеб пособие для вузов. - 2-е изд. - М: «Высшая
школа», 1977.
2. Зеленов А.Б. и др. Электропривод
механизмов прокатных станов - Харьков, 1963.
. Бернштейн А.Я., Гусяцкий Ю.М., Кудрявцев
А.В., Сарбатов Р.С. Тиристорные преобразователи частоты в электроприводе. - М.:
«Энергия», 1980.
. Жемеров Г.Г. Тиристорные преобразователи
частоты с непосредственной связью. - М.: «Энергия», 1977.
. Усынин Ю.С. Системы управления
электроприводов: Учеб. Пособие. - 2-е изд.-Челябинск: Изд-во ЮУрГУ, 2004. - 328
с.
. Электротехнический справочник в 4 т. Т.
4. Использование электрической энергии / Под общ. ред. профессоров МЭИ В.Г.
Герасимова и др. - М.: Издательство МЭИ, 2002.
. Вейнгер А.М. Регулируемый синхронный
электропривод. - М.: «Энергоатомиздат», 1985.
. Терехов В.М. Элементы
автоматизированного электропривода. - М.: «Энергоатомиздат», 1987.
. Оглоблин А.Я., Сыромятников В.Я.
Структурные схемы двигателей переменного тока. - Магнитогорск: МГТУ, 2003.
. Косматов В.И. Проектирование
электроприводов металлургического производства. - Магнитогорск: МГТУ, 2002 г.
. Осипов О.И. Частотно-регулируемый
асинхронный электропривод: Учеб. пособие. - М., 2002.
. Герман-Галкин С.Г. Компьютерное
моделирование полупроводниковых систем в Mathlab 6.0: Учебное пособие. -
СПб. 2001