CC BY
84
© А.В. Ляхомский, В.Н. Фащиленко, В.В. Фомин, 2010
А.В. Ляхомский, В.Н. Фащиленко, В.В. Фомин
ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНОЕ ИССЛЕДОВАНИЕ ЭНЕРГЕТИЧЕСКИХ РЕЖИМОВ ГИДРОТРАНСПОРТА ПУЛЬПЫ НА ФАБРИКАХ ПО ОБОГАЩЕНИЮ РУД ЧЕРНЫХ МЕТАЛЛОВ
Проведено экспериментальное исследование энергетических режимов гидротранспорта пульпы на фабриках по обогащению руд черных металлов. Определены показатели качества электроэнергии в сетях с регулируемым электроприводом. Получены параметры энергоэффективности при регулировании частоты вращения насоса.
Ключевые слова: энергетический режим, гидротранспорт, насосный агрегат, электропривод, энергоэффективность.
Т^идротранспорт на фабриках по обогащению руд черных
-Я. металлов является одним из наиболее энергоемких процессов. Поэтому исследование энергетических режимов гидротранспорта с целью оценки его энергоэффективности является актуальной задачей. Подача пульпы осуществляется посредством грунтовых насосов по пульпопроводам на определенную высоту. В балансе электропотребления гидротранспорта фактор статического напора составляет 50 - 60%. Энергосберегающий эффект проявляется в области динамического напора, поэтому экономия электроэнергии на гидротранспорте составляет не более 35 - 40% от общего электропотребления. Величина динамического напора определяется режимом работы гидротранспорта. Оптимизация режима работы гидротранспорта позволяет получить энергосберегающий эффект. Режим работы гидротранспорта в технологических линях обогащения не является стабильным. Нестабильность обусловлена рядом факторов, таких как:
- абразивность перекачиваемого материала, что приводит к износу лопастей насоса и пульпопровода во времени и требуемые подача и напор не совпадают с характеристикой трубопровода;
- переменная плотность пульпы, значительно влияющая на потребляемую мощность насосного агрегата;
- завышенная мощность насосного агрегата, ориентированная на пиковые нагрузки, из-за чего большую часть рабочего времени насос вынужден работать с очень низким КПД.
Режим работы гидротранспорта также зависит от количества и качества исходного сырья и соблюдения технологической дисциплины. Наиболее тяжелым последствием несоблюдения технологической дисциплины является работа при низких уровнях пульпы в зумпфах, следствием которых является режим кавитации.
Обеспечение экономичного режима работы гидротранспорта осуществляется посредством регулирования угловой скорости рабочего колеса насоса. При этом способе рабочая точка характеристики насоса по подаче и напору всегда совпадают с рабочей точкой характеристики пульпопровода. Наиболее эффективным способом регулирования скорости является использование регулируемого электропривода насосного агрегата. Регулируемый электропривод позволяет ввести насосную установку в систему автоматического управления технологическим процессом с регулированием подачи, давления и уровня.
Объектом экспериментальных исследований являлись насос IMMC компании Warman ASH и насос Гр 1600/50. Насосы на гидротранспорте эксплуатируются в сходных условиях с однотипными регулируемыми электроприводами по схеме машины двойного питания типа АРД-400. Обеспечение заданного технологического процесса осуществлялось структурой управления со стабилизацией давления в гидросистеме.
Целью экспериментальных исследования являлись оценка параметров электрической сети при функционировании электропривода насоса гидротранспорта по схеме машины двойного питания и получение зависимостей давления, подачи, потребляемой активной мощности и энергосбережения от частоты вращения приводного электродвигателя.
Для измерения электрических параметров сети использовался многофункциональный прибор AR-5 с классом точности 0,2. Измерение частоты вращения осуществлялся с помощью цифрового датчика скорости, класс точности - 2,0. С помощью датчика давления осуществлялось измерение давления в диктующей точке трубопровода гидротранспорта. Класс точности датчика давления -2,5.
380 В
АР-5 №1
К вторичным цепям тока и напряжения ячейки
U,
* СУ нпч
АР-5 №2
К силовым цепям тока и напряжения
НПЧ
Рис. 1. Схема подключения приборов AR-5
Схема подключения приборов AR-5 представлена на рис. 1.
Прибор ЛЯ-5 №1 подключен к вторичным цепям тока и напряжения высоковольтной ячейки. Ячейка предназначена для питания статорной обмотки асинхронного двигателя напряжением 6 кВ.
Прибор ЛЯ-5 №2 подключен к сетевой обмотке согласующего трансформатора ТСЗ-160/0,66. Трансформатор предназначен для питания непосредственного преобразователя частоты (НПЧ), вторичные силовые цепи которого задают частоту тока в обмотке ротора асинхронной машины (схема машины двойного питания).
Приборы ЛЯ-5 фиксировали фазные значения токов и напряжений, активной и индуктивной (реактивной) мощностей, гармонический состав токов и напряжений с интервалом в 1 минуту.
Результаты инструментальных измерений на гидротранспорте с насосами ІММС и Гр 1600/50 приведены в табл. 1 и 2.
Анализ инструментального обследования сети 6 кВ позволил получить следующие результаты:
1. Кривая коэффициента мощности за период измерения с
10.34 по 10.55 час показывает, что коэффициент мощности уменьшается с 0,92 на начало измерений до 0,85 на конец Таблица 1
Результаты инструментальных измерений параметров
гидротранспорта с насосом IMMC и электроприводом АРД-400
Периоды измерений, часы, мин. 10.34- 10.36 10.37- 10.39 10.40- 10.42 10.43- 10.48 10.49- 10.52 10.53- 10.55
Частота вращения насоса, об/мин 578 560 529 516 501 483
Давление, кг/см2 1,8 1,5 1,2 1,1 1,0 0,9
Активная мощность статорной цепи, кВт 277,7 248,3 215,2 203,6 189,4 172,2
Активная мощность роторной цепи, кВт 101,5 92,6 86,4 84,2 81,8 76,1
Таблица 2
Результаты инструментальных измерений параметров гидротранспорта с насосом Гр 1600/50 и электроприводом АРД-400
Периоды измерений, часы, мин. 11.58- 12.00 12.01- 12.04 12.05- 12.07 12.08- 12.11 12.12- 12.14 12.15- 12.17
Частота вращения насоса, об/мин 631 612 581 550 519 499
Давление, кг/см2 1,7 1,5 1,2 1,0 0,8 0,7
Активная мощность статорной цепи, кВт 306.2 281,5 246,8 220,6 202,0 192,4
Активная мощность роторной цепи, кВт 88,9 82,2 76,1 74,6 74,3 74,2
измерений, т.е. уменьшение частоты вращения насоса на 16,4% вызывает ухудшение коэффициента мощности на 13,3%.
Кривая коэффициента мощности за период измерения с 11.58 по 12.17 час показывает, что коэффициент мощности уменьшается с 0,825 на начало измерений до 0,71 на конец измерений, т.е. уменьшение частоты вращения насоса на 20,9% вызывает ухудшение коэффициента мощности на 14,0%.
2. Формы кривых напряжения и тока свидетельствуют, что кривая напряжения практически имеет синусоидальную форму, в то время как кривая тока значительно искажена. Это подтвержда-
ется гармоническим анализом сетевых параметров. Как видно на рис. 2, преобладают гармоники напряжения с номерами 3, 5 и 13, а тока с номерами 2 и 4. Коэффициент несинусоидальности кривой напряжения не превышает 2,2%. Коэффициент несинусоидально-сти кривой тока имеет значительную величину и достигает 54%.
Анализ инструментального обследования сети 0,4 кВ позволил получить следующие результаты:
1. Кривая коэффициента мощности за период измерения с
10.34 по 10.55 час показывает, что коэффициент мощности уменьшается с 0,82 на начало измерений до 0,67 на конец измерений, т.е. уменьшение частоты вращения насоса на 16,4% вызывает ухудшение коэффициента мощности на 18,3%. Здесь показатели значительно хуже, чем по статорной цепи.
Кривая коэффициента мощности за период измерения с 11.58 по 12.17 час показывает, что коэффициент мощности уменьшается с 0,86 на начало измерений до 0,72 на конец измерений, т.е. уменьшение частоты вращения насоса на 20,9% вызывает ухудшение коэффициента мощности на 16,3%. Здесь показатели такие же, как и по статорной цепи.
2. Формы кривых напряжения и тока свидетельствуют, что кривая напряжения имеет практически синусоидальную форму, в то время как кривая ток в еще большей степени искажена, чем ток в статорной цепи. Это подтверждается гармоническим анализом сетевых параметров. Как видно на рис. 3, преобладает гармоника напряжения с номером 5, а тока с номерами 2, 3 и 4. Коэффициент несинусоидаль-ности кривой напряжения не превышает 3,5%. Коэффициент неси-нусоидальности кривой тока имеет значительную величину и достигает 62%.
Гармонический анализ как высоковольтной, так и низковольтной сетей свидетельствует о неблагоприятном влиянии регулируемого электропривода насосных установок на качество энергетических показателей электрических сетей. В связи с этим целесообразно использовать фильтро-компенсирующие устройства или, что является более радикальным, заменить систему электропривода с машины двойного питания на транзисторный частотно-регулируемый по двухтрансформаторной схеме.
Рис. 2. Гармонический состав сети 6 кВ
%ІП °/сЛ/П
Рис. 3. Гармонический состав сети 0,4 кВ
Для обработки результатов экспериментальных исследований по данным табл. 1 и 2 и получения зависимостей подачи, напора и потребляемой мощности насоса от частоты вращения насоса необходимо знание параметров гидротранспорта. По данным предприятия исходные данные параметров гидротранспорта с насосом 1ММС: высота подъема пульпы - Нп = 30 м; высота установки датчика давления - Низм = 17 м; уровень пульпы в зумпфе - Нз = 3,5 м; плотность пульпы - уп = 1200 кг/м3; номинальная подача насоса -Qн0м = 1300 м3/час (0,3611 м3/с); номинальный напор насоса -Нном = 29 м; номинальный КПД насоса - г)ном = 0,715 ; номинальная частота вращения насоса - пном = 600 об/мин; приводной электродвигатель асинхронный с фазным ротором мощностью Рном = 500 кВт и синхронной частотой вращения п0 = 750 об/мин. Исходные данные параметров гидротранспорта с насосом Гр 1600/50: высота подъема пульпы - Нп = 30 м; высота установки датчика давления - Низм = 17 м; уровень пульпы в зумпфе - Нз = 3,5 м; плотность пульпы - уп = 1201 кг/м3; номинальная подача насоса - Qн0м = 1600 м3/час (0,4444 м3/с); номинальный напор насоса - Нном = 50 м; номинальный КПД насоса - г)ном = 0,733 ; номинальная частота вращения насоса - пном = 725 об/мин; приводной электродвигатель асинхронный с фазным ротором мощностью Рном = 500 кВт и синхронной частотой вращения п0 = 750 об/мин.
В нормальном режиме подачи пульпы в процесс обогащения необходимо поддержание свободного напора Нсв на отметке Ъг, расположенной выше уровня жидкости Ъх в зумпфе (рис. 4). Потери напоров в пульпопроводе зависят от значения расхода во второй степени. Следовательно, чтобы поднять пульпу с отметки Ъх на отметку Ъ2, преодолеть гидравлическое сопротивление в пульпопроводе и обеспечить заданный свободный напор, насос должен развить напор
Ннас =(^ -2,) + Нсв + S• Q2,
где S - гидравлическое сопротивление пульпопровода; Q - расход пульпы.
Рис. 4. Типовая схема стабилизации напора в диктующей точке «А» пульпопровода: Н - насос; М - электродвигатель; ПЧ - преобразователь частоты в системе машины двойного питания
Так как датчик давления ДД в экспериментальных исследованиях расположен на отметке Ъ2, то его показания характеризуют гидравлические потери до этой отметки и величину свободного напора, т.е.
Нд д = Нсв + S ^ Q2 .
Пересчет показаний датчика давления рдд (кг/см2) в напор Нд д (м) производится по формуле
Нд.д =
104•рд
к
Разность отметок в нашем случае 2 -^ = НИзМ -Нз = 17-3,5 = 13,5м.
Таким образом, напор, развиваемый насосом
Н_ = 13,5 +
104•рд
Кп
(1)
Зависимости коэффициента полезного действия насоса от частоты вращения определяются по формуле Моуди, преобразованной для насосов [1]:
/нас = 1 - / ^М*. (2)
п
нас
Для машин двойного питания баланс мощности определяется разностью мощностей в статорной и роторной цепях, так как энергия скольжения, выделяемая в роторной цепи, отдается в сеть. Тогда активная мощность, потребляемая насосом, определяется по формуле:
Ч,ас = (Рс - Рр) /да, (3)
где Рс, Рр - соответственно активная мощность статорной и роторной цепей, в соответствии с данными табл. 1 и 2; / = 0,925 -
коэффициент полезного действия электродвигателя.
Так как потери активной мощности в согласующем трансформаторе и НПЧ составляют менее 1% (определялись расчетным путем), то эти потери не учитывались.
Измерение подачи насоса представляет трудность, так как в мировой практике отсутствуют приборы для текущего измерения расхода абразивных жидкостей. Применяются такого рода приборы только накопительного типа. Поэтому, при обработке результатов экспериментальных исследований, применялся расчетный метод определения подачи насоса.
Как известно, мощность, потребляемая насосом, определяется
формулой N = у 0 Н , отсюда можно определить подачу насоса 102 -/
0 = 102-Чнас -'‘/„с (4)
нас у Н
• п нас
По формулам (1) ■¥ (4) рассчитываются параметры насоса с использованием данных экспериментальных исследований, приведенные в табл. 1, 2.
Для оценки расчетных величин, необходимо абсолютные значения представить в виде относительных. Относительные величины получают при делении абсолютных значений на номинальные
Нном; °ном; пном; /ном; где номинальная мощность насоса рас-
считывается по формуле N = Уп - °ном - Н"ом .
ном л к*
I02 /ном
Результаты расчетов вносятся в табл. 3 и 4.
Таблица 3
Расчетные параметры насоса 1ММС по результатам инструментального обследования
Параметр Абсолютные величины
Частота вращения насоса, об./мин. 578 560 529 516 501 483
Коэффициент полезного действия 0,711 0,708 0,702 0,699 0,696 0,692
Напор, развиваемый насосом, м 28,5 26,0 23,5 22,67 21,83 21,0
Активная мощность насоса, кВт 163,0 144,0 119,1 110,4 99,5 88,9
Подача насоса, м3/час 1244 1200 1089 1042 971 896
Параметр Относительные значения
Относительная частота вращения 0,963 0,933 0,882 0,860 0,835 0,805
Относительная подача насоса 0,957 0,923 0,838 0,802 0,747 0,689
Относительный напор насоса 0,982 0,897 0,810 0,782 0,753 0,724
Относительная мощность насоса 0,946 0,836 0,691 0,641 0,577 0,516
Графические зависимости напора, подачи и потребляемой мощности от частоты вращения насоса в относительных единицах, в соответствии с данными табл. 3 и 4, представлены на рис. 5 и 6.
Анализ режимов работы насосов в сходных условиях гидротранспорта пульпы показывает, что правильный выбор насосных установок обеспечивает значительный энергосберегающий эффект. Насос 1ММС по своим техническим данным в большей степени соответствует энергосберегающим режимам гидротранспорта по подаче и напору. Так, потребляемая мощность при заданном давлении в гидросистеме 1,8 кг/см составляет 163 кВт, а мощность, потребляемая насосом Гр 1600/50 при заданном давлении 1,7 кг/см2 составляет 201 кВт.
Таблица 4
Расчетные параметры насоса Гр 1600/50 по результатам инструментального обследования
Параметр Абсолютные величины
Частота вращения насоса, об./мин. 631 612 581 550 519 499
Коэффициент полезного действия 0,716 0,713 0,707 0,701 0,695 0,691
Напор, развиваемый насосом, м 27,65 26,0 23,5 21,83 20,16 19,33
Активная мощность насоса, кВт 201,0 184,4 157,9 135,1 118,1 109,3
Подача насоса, м3/час 1591 1546 1452 1326 1245 1195
Параметр Относительные значения
Относительная частота вращения 0,841 0,816 0,775 0,733 0,692 0,665
Относительная подача насоса 0,994 0,966 0,907 0,829 0,778 0,747
Относительный напор насоса 0,553 0,520 0,470 0,437 0,403 0,387
Относительная мощность насоса 0,717 0,658 0,563 0,482 0,421 0,390
Частота вращения, отн. ед.
Рис. 5. Графические зависимости подачи, напора и потребляемой мощности насоса 1ММС от частоты вращения насоса в режиме стабилизации давления
Частота вращения, отн. ед.
Рис. 6. Графические зависимости подачи, напора и потребляемой мощности насоса Гр 1600/50 от частоты вращения насоса в режиме стабилизации давления
Режимы работы насоса Гр 1600/50 по подаче заставляет применять на пульпопроводе дроссельные заслонки, чтобы снизить подачу до требуемого в процессе обогащения значения 1250 м3/час, что приводит к завышенному удельному потреблению электроэнергии - 0,161 кВт*ч/м3. Удельное потребление электроэнергии на гидротранспорте с насосом 1ММС составляет 0,131 кВт*ч/м3, что дает экономию электроэнергии на 18,6% по сравнению с насосом Гр 1600/50.
Таким образом в результате энергетического обследования выявлен существенный перерасход электроэнергии на насосном агрегате Гр 1600/50 вследствие неправильного согласования режимов работы насосного агрегата и сети. Так годовой перерасход электроэнергии составляет 300000 кВт*ч/год, что вызывает дополнительные затраты 540,0 тыс. руб/год.
1. Лезнов Б.С. Энергосбережение и регулируемый электропривод в насосных и воздуходувных установках. - М.: Энергоатомиздат, 2006. - 360 с. ндыз
КОРОТКО ОБ АВТОРАХ --------------------------------------------
Ляхомский А.В. - доктор технических наук, профессор, декан Горноэлектромеханического факультета, заведующий кафедрой «Электрификация и энергоэффективность горных предприятий», mggu.eegp@mail.ru Фащиленко В.Н. - доктор технических наук, профессор кафедры «Электрификация и энергоэффективность горных предприятий»,
Фомин В.В. - ассистент кафедры «Электрификация и энергоэффективность горных предприятий»,
Московский государственный горный университет,
Moscow State Mining University, Russia, ud@msmu.ru
