Математическая модель электропривода машины центробежного литья валков на базе системы АВК Текст научной статьи по специальности «Механика и машиностроение»

Библиографическим список

1. Системы автоматического управления объектами с переменными параметрами: Инженерные методы анализа и синтеза / Б.Н.Петров, Н.И.Соколов, А.В.Липатови др. М.: Машиностроение, 1986. 256 с.

2. ДжуриЭ.И. Робастность дискретных систем. Обзор // Автоматикаи телемеханика. 1990. № 5. С. 3-28.

3. Поляк Б.Т., Цыпкин Я.З. Робастная устойчивость линейных дискретных систем // Доклады АН СССР. 1991, Т. 316. № 4. С. 842-846.

4. Ишматов З.Ш., Волков М.А., Плотников Ю.В. Метод полиномиальных уравнений для синтеза непрерывных регуляторов // Электротехническиесистемы и комплексы: Межвуз. сб. науч. трудов. Вып.11. Магнитогорск: МГТУ, 2006.

YflK 621.313.333:001.891.57

A.C. Сарваров, С.А. Демин

МАТЕМАТИЧЕСКАЯ МОДЕЛЬ ЭЛЕКТРОПРИВОДА МАШИНЫ ЦЕНТРОБЕЖНОГО ЛИТЬЯ ВАЛКОВ НА БАЗЕ СИСТЕМЫ АВК

Анализ состояния электроприводов ценгро-бежных машин горизонтального типа для отливки листопрокатных валков как отечественных, так и зарубежных производителей показывает, что основная часть подобных систем реализована на базе электропривода переменного тока. Ввиду того, что исполните ль ные механизмы та -ких установок обладают весьма большим моментом инерции и характеризуются высоким электропотреблением , актуальным остается вопрос снижения общего потребления электроэнергии и возможности ее рекуперации в сеть.

На кафедре электроники и микроэлектроники Магнитогорского государственного техническо-

го университета разработан проект реконструкции машины центробежного литья валков, действующей в цехе изложниц ЗАО «МРК» ОАО «ММК». В настоящее время вращение привод -ных роликов центробежной машины осуществляется двумя гвдравлическими двигателями, которые питаются от одной гвдросистемы. Давление в ней создается гвдронасосом, электропривод которого реализован на базе асинхронного двигателя мощностью 200 кВт (номинальное напряжение 0,4 кВ, ток статора 350 A). Основным недостатком такой системы является отсутствие возможности рекуперации запасенной механической энергии вращения в электрическую сеть при торможении, что становится возможным только при переходе к электроприводу переменного тока [1].

Предполагается реализация привода установки по системе АВК (асинхронный вентильный каскад) [1] на базе двух асинхронных двигателей с фазным ротором. Разработана оригинальная силовая схема 2-двигательного АВК с возможностью работы в режиме торможения противовк-люче нием (рис. 1).

Особенностью построения данной схемы является соединение между собой статорных и роторных цепей двух двигателей. В двигательном режиме их статоры подключаются к сети через общее коммутирующее устройство, что обеспечивает одновременную подачу питающего напряжения. В режиме противовключения предложено реализовать последовательное соединение статорных обмоток двигателей, что позволяет в два раза снизить напряжение на каждом из них. При этом, что очень важно, величина начальной ЭДС скольжения ротора в режиме противовключения будет такой же, как и в момент пуска двигателей при питании их полным напряжением.

Соединение между собой обмоток ротора позволяет синхронизировать вращение приводных роликов и обеспечить выравнивание нагрузок между ними. Следует отметить, что при реализации противовключения в предложенной схеме нет необходимости завышать вдвое параметры элементов роторного выпрямителя (РВ) и напряжение инвертора (И). Кроме того, в этом режиме можно формировать тормозной момент заданной велич и-ны во всем диапазоне частоты вращения. В данном режиме асинхронный двигатель работает как генератор, преобразующий механическую энергию в электрическую, и как трансформатор, передающий энергию из сети в цепь ротора.

Поскольку процессы электромеханических преобразований на данной установке являются довольно сложными, то для проектирования силовой схемы, а также системы управления двигателями была разработана математическая модель электропривода центробежной машины (рис.2), в основу которой заложены исходные данные, полученные в результате расчета инерционных и мощностных параметров системы [2]. Моделирование осуществлялось в среде МаїЬаЬ версии 6.5.

На рис. 2 представлены функциональные блоки, используемые при моделировании системы, основные из которых:

АЭ1, АЭ2 - асинхронные двигатели приводных роликов установки;

ЭВ - неуправляемый роторный выпрямитель;

ТТ - инвертор, ведомый сетью;

Ld - сглаживающий дроссель;

R - токоограничивающий реактор;

SIFU - блок системы управления;

POWER - питающая сеть.

Кроме того, в модели предусмотрены необходимые цифровые контрольно-измерительные приборы (амперметры, вольтметры, датчики скорости ит.д.), сигналы с которых отображаются на многоканальных осциллографах, что позволяет с высокой степенью точности анализировать переходные процессы, а также статические режимы работы центробежной машины.

Функциональный блок SIFU представляет собой набор системной логики для реализации алгоритмов управления инвертором. Угол управления тиристорами с общим катодом Pi принимается равным 30 эл. градусов, а угол управления тиристорами с общим анодом Р2 варьируется в диапазоне от 0 до 150 эл. градусов в зависимости от необходимой частоты вращения двигателей. Расчетные осциллограммы противоЭДС инвертора при различных углах регулирования в случае использования алгоритмов несимметричного управления [2] представлены на рис. 3.

На рис. 4 приведены расчетные механические характеристики АВК при различных углах управ -ления Р, где Мс - момент сопротивлений, а Мд -момент, развиваемый двигателем при разгоне роликов до рабочей частоты вращения с постоянным угловым ускорением, равным ^ = 0,67 с"2, за время t = 190 с. Момент сопротивлений Мс является ве-

Рис. 2. Математическая модель электропривода центробежной машины в среде МаНаЬ

200

Ей, В

-100

0.02

00J

0.12

0.06 0-08 0.1 С

Рис. 3. Расчетные осциллограммы противоЭДС инвертора при различных углахуправления р

0.14

Рис. 4. Расчетные механические характеристики АВК

где М - момент на валу двигателя; Мс - момент сопротивлений; ] - момент инерции, Дю - изменение угловой скорости за время Д1

Суммарный момент инерции, приложенный к валу двигателя, согласно расчетам [3] составляет ] = 1280 кг-м2, а минимальное время разгона роликов Д1 = 190 с. Уменьшая значение времени до Д1 = 4 с, получаем момент инерции ] = 13,5 кг-м2 при неизменном динамическом моменте.

На рис. 5 представлены расчетные осциллограммы для скорости ю, момента М, токов статора 18 и выпрямленного тока ротора ¡а при разгоне роликов литейного агрегата до рабочей частоты вращения с учетом операций масштабирования по времени Постоянство ускорения обеспечивается плавным изменением угла управления Р в диапазоне от 120 до 145 эл. градусов (см. рис. 4). Как ввдно из осциллограмм, разработанная система электропривода позволяет обеспечить требуемый динамический момент, а следовательно, и заданный темп разгона (торможения) приводных роликов под нагрузкой. Выбор целесообразного темпа разгона кокиля зависит от многих факторов, среди них определяющими являются технологические и технико-экономические. Основным технологиче-

личинои постоянной, так как определяется только фрикционной связью между роликами и кокилем и не зависит от скорости вращения изложницы.

Поскольку время, необходимое для разгона или торможения электродвигателей, согласно технологии лежит в пределах от 2 до 4 мин, то при моделировании динамических режимов выполня-лись операции по масштабированию расчетных осциллограмм, а именно уменьшению времени моделирования с сохранением энергетических параметров системы, в частности динамического момента, а, следовательно, и токов. Исходя из того, что при равноускоренном движении для под -держания постоянства динамического момента, отношение момента инерции на валу двигателя ко времени разгона (торможения) машины необходимо поддерживать величиной постоянной, можно сделать вывод о том, что при уменьшении времени разгона (торможения) пропорционально должно уменьшаться значение момента инерции Аналитически это можно выразить из основного уравне-ния движения электропривода:

СО. об мин

M - M

с

J

J •

Дш

At

At

= const

(1)

(2)

Рис. 5. Расчетные осциллограммы ш=Г(1), М=Г(0, и=Г(0, Ы^) в режиме разгона электродвигателей приводных роликов установки

ским фактором является обеспечение при разгоне привода сцепления между приводными роликами и самим кокилем. Завышенный темп может привести к пробуксовкам. В то же время с учетом возможности уменьшения времени разгона на 20% без снижения нагрузки, а также коррекции темпа разгона с целью выбора благоприятного по нагреву режима работы АД рекомевдуется выбор 2-х электродвигателей мощностью 55 кВт каждый При моделировании системы использовались паспортные данные электродвигателя промышленного назначения АК2-82-4.

Ожвдаемые результаты от реконструкции машины центробежного лигья валков на основа -нии моделирования заключаются в следующем:

1. Снижение стоимости установки при условии использования системы электропривода отечественных производителей до 70%, а срока окупаемости оборудования - практически вдвое.

2. Снижение общего энергопотребления центробежной машины до 40% при увеличении загрузки в 1,5 раза.

3. Уменьшение массогабаритных показателей установки в целом.

4. Снижение эксплуатационных расходов за счет перехода от гвдравлической системы к электрическому приводу.

5. Повышение энергетической эффективности центробежной машины вввду возможности торможения с рекуперацией механической энергии в сеть.

6. Система АВК с предложенной схемой соединения статорных и роторных обмоток позволит реализовать все требования, предъявляемые к приводу установки с точки зрения ра-ционального потребления электроэнергии и экономии дорогостоящих материалов.

Библиографический список

1. ОнищенкоГ.Б. Асинхронныйвентильныйкаскад. МЭнергия, 1972.

2. Хватов С.В., Титов В.Г. Проектирование и расчет асинхронного вентильного каскада : Учеб. пособие. Горький: ГГУ им. Н.И. Лобачевского, 1977.

3. Сарваров A.C., Демин С.А. Оптимизация процесса центробежного литья валков // Электротехнические комплексы и системы : Межвуз. сб. науч. трудов. Вып. 11. Магнитогорск, МГТУ. 2006.

УДК 662.942.2:621.783.245

В.В. Копцев

СНИЖЕНИЕ ЭНЕРГОЗАТРАТ ПРИ ЭКСПЛУАТАЦИИ ГАЗОВЫХ ОДНОСТОПНЫХ КОЛПАКОВЫХ ПЕЧЕЙ

Высокая энергоемкость металлургического производства при относительно высокой стоимости энергоресурсов обусловливает исключительную важность энергосбережения на всех переделах. Средние удельные затраты на производство 1 т стали в развитых странах в последние два десятилетия были снижены на 25-30%. В то же время показатели энерго- и материалоемкости производства металлопродукции в РФ существенно уступают зарубежным аналогам [1].

На предприятиях черной металлургии России одним из крупнейших потребителей природного газа являются колпаковые печи, в которых проходит термообработку значительная часть листового проката. Существующие горелочные устройства таких печей обладают повышенным расходом топлива по сравнению с аналогами западных стран, что увеличивает энергозатраты при производстве металлопродукции.

Для отопления широко используемых газовых одностопных колпаковых печей конструкции

СТА ЛЬ ПРОЕКТ применяются инжекционные горелки Эти горелочные устройства имеют рад недостатков [2], такие как зависимость производительности и устойчивости работы от давления, малые пределы регулирования. Кроме того, они обладают короткими, сосредоточенными факелами, приводящими к ухудшению эксплуатационных характеристик и выходу из строя муфелей.

Для разработки более совершенного энергосберегающего сожигательного устройства для колпаковых печей необходимо проанализировать условия сжигания топлива в пространстве «колпак - муфель» колпаковой печи и создаваемые при этом условия теплообмена.

В нагревательных колпаках печей, установленных в термическом отделении ЛПЦ-5 ОАО «ММК», 16 инжекционных горелок расположены тангенциально по окружности в два яруса в шахматном порядке в нижней части колпака. Теплообмен в системе «муфель - продукты сгорания -внутренняя поверхность колпака» необходимо