Модульность как средство повышения эффективности систем индукционного нагрева Текст научной статьи по специальности «Электротехника, электронная техника, информационные технологии»

УДК 621.365.5

Ю.М. Голембиовский, А.А. Костерев

МОДУЛЬНОСТЬ КАК СРЕДСТВО ПОВЫШЕНИЯ ЭФФЕКТИВНОСТИ СИСТЕМ ИНДУКЦИОННОГО НАГРЕВА

На примере резонансных систем индукционной плавки металлов обосновывается эффективность и перспективность многомодульных инверторов, работающих на общую нагрузку.

Индукционный нагрев, модульность, источники питания.

MODULARITY AS MEANS OF INCREASE EFFICIENCY OF SYSTEMS OF INDUCTIVE HEATING

On an example of resonance systems of inductive fusion of metals efficiency and perspectivity of the multimodular inverters working on the general loading is justified.

Induction heating, modularity, sources pitaniya.

Вопросам проектирования источников питания индукционных высокочастотных установок и исследованию протекающих в них электромагнитных процессов посвящено значительное количество публикаций. В то же время ряд вопросов, касающихся оптимизации схемотехнических решений, остается открытым.

Основной функциональной единицей в источниках питания индукционных установок является, как правило, однофазная мостовая схема резонансного инвертора с автоматической подстройкой частоты. Чтобы оценить возможности ее модификации, необходимо установить

- как изменяются требования к выходным параметрам инвертора в процессе плавки. Для этой цели можно воспользоваться результатами, полученными в [1-3].

Приведенные в этих работах формулы, позволяют рассчитать зависимости эквивалентных параметров индуктора от температуры нагреваемого тела. Формулы получены в предположении, что нагреваемое тело представляет собой сплошной цилиндр и что отсутствует учет краевых эффектов. Приведем эти формулы без изменения, поскольку они представляют собой очень удобный инструмент для дальнейшего изложения подходов к адаптации топологии однофазного автономного инвертора к изменяющимся в процессе плавки параметрам системы «индуктор - нагреваемое тело»:

где ЯЭ и Ьэ - последовательно соединенные эквивалентные активное сопротивление и индуктивность нагрузки инвертора; О - рабочая частота; ЯИ - активное сопротивление витков индуктора; Ьк - индуктивность обратного замыкания (обусловлена магнитным потоком вне индуктора), Яд и Ьд - активное сопротивление и индуктивность нагреваемого тела.

Y.M. Golembiovsky, A.A. Kosterev

(1)

(2)

Для расчета эквивалентных параметров системы «индуктор - нагреваемое тело», используются следующие соотношения [2, 3]:

„2 2

I = - -^-; I =П_^0_, (3), (4)

1с 0 1 _ к 0 4.1

2

п ■ а ■ _ • (О + к) • к

-, = —^---------------------------------------------------------------------------------------, (5)

I

_ р(в)-а0 а(н0,в)

2

в

(6)

а• Я0 _1

а(н 0в =1 + -^в---------’ (7)

а =1, в>вК,

р(в) = р (1 + ат в) н =---------0,С =--------------—30--. (8), (9), (10)

1 4.- • _ 2 - + И

4 -Э0 _0 -Э0 + кзо

В формулах (3)-(10) приняты следующие обозначения:

I

Тв = I 1 + (в /(вК _ в))х I - коэффициент температурной зависимости, -0 - индуктивность пу-

стого индуктора; -Б - индуктивность рассеивания, учитывает в зазоре между индуктором и нагреваемой деталью; О и I- диаметр и длина индуктора; Ш - число витков индуктора; ^0 = 1.2510_6- магнитная постоянная; к - величина зазора между стенкой индуктора и шихтой; к = 0.224 + 0.756-ехр(_0.452-О /1)- коэффициент Нагаока; р(в)- удельное сопротивление в функции температуры; Б - площадь нагреваемой поверхности; а(Н0, в) - магнитная проницаемость среды в функции напряженности магнитного поля Н0 и температуры в; а = 3 • 105;в = _0,85;х = 1,9; £ = 0,16- коэффициенты, полученные в результате обработки экспериментальных данных; вК - температура, соответствующая точке Кюри; р0 - удельное сопротивление при температуре 0°С; аТ - температурный коэффициент удельного сопротивления; 10 - амплитуда тока через индуктор; С - величина емкости колебательного контура, определяемая из условия резонансного режима; -з0, Яз0 и _0 - эквивалентные индуктивность, активное сопротивление и резонансная частота, вычисляемые при температуре окружающей среды.

Численное решение уравнений (1)-(10) позволяет получить с достаточной для инженерных расчетов точностью зависимости выходных параметров инвертора от температуры нагреваемого тела (шихты) в режиме автоподстройки частоты, обеспечивающем резонансные колебания в системе «емкость- индуктор» в процессе плавки металла.

Анализ проводился применительно к стандартной плавильной печи ИСТ 0.25, параметры индуктора которой, рассчитанные по методике [ 1,4] приведены в таблице.

В технологическом процессе плавки нашли применение следующие режимы: при постоянном токе индуктора 1стаб., при постоянном напряжении на индукторе ии, при постоянной активной мощности Рд, потребляемой нагреваемым телом индуктора.

В данной статье остановимся только на первом режиме.

Параметры индуктора для плавки стали в печи ИСТ 0.25

Параметры индуктора для плавки стали Параметры плавильной печи

Частота рабочего тока индуктора Внутренний радиус Длина индуктора Число витков Толщина стенки Радиус тигля Длина тигля

2400 Гц 0,17 м 0,4 м 14 0,002 м 0,12 м 0,3 м

О 200 400 600 800 1000 1200

а

б

Рис. 1. Температурная зависимость: а - эквивалентное активное сопротивление индуктора; б - эквивалентная индуктивность индуктора, 1стаб. - действующее значение тока индуктора

На рис. 1 показаны зависимости эквивалентных параметров инвертора в процессе плавки в режиме резонанса.

При температуре, соответствующей точки Кюри, наблюдается скачкообразное изменение параметров индуктора. В реальности этот скачок не столь мгновенный, поскольку шихта представляет собой не сплошное тело, а состоит обычно из отдельных кусков разных размеров и конфигурации, плавление которых протекает не одновременно. Это обстоятельство, а также неучтенные динамические изменения теплофизических свойств материалов индуктора, приводят к тому, что переход через точку Кюри оказывается несколько затянутым во времени, что предоставляет системе управления возможность обеспечить резонансный режим на этом интервале плавки.

Важно установить, как должно изменяться напряжение на индукторе в процессе плавки в режиме 1стаб=соп$,1. Для схемы замещения индуктора как последовательного соединения —з, Яз зависимость ии = /(—э, Яэ ,в) для резонансного режима может быть получена из очевидной формулы:

ии = Iстаб ИД , (11)

Указанные зависимости, рассчитанные из соотношений (1)-(11), представлены на рис. 2.

и, в

450 400 350 300 250 200 150 100 50 О

О 200 400 600 800 1000 1200

Рис. 2. Напряжение на выходе резонансного инвертора в режиме стабилизации тока индуктора

1щ&— 175 ОА

^— " \

= 140 ОА "О

>—і - - 700А

И =

Э.

Полученные кривые аналогичны приведенным в [2] и свидетельствуют о том, что резонансный инвертор должен обеспечивать весьма широкий диапазон регулирования выходного напряжения в процессе плавки.

Наконец, не менее важной характеристикой индукционной установки, определяющей, с нашей точки зрения, конфигурацию источника питания индуктора, является величина потребляемой нагреваемым объектом мощности в процессе плавки. Эти характеристики также не сложно рассчитать, зная закон изменения активной части импеданса нагреваемого тела ЯД при фиксированном значении тока индуктора:

Р = I

Д стаб

где 1стаб - действующее значение тока индуктора.

И

Д

(12)

Рд>

700

600

500

400

300

200

100

0

кВт

175 0А

1400А ^

1

1щ&.= 700А

^^

0 100 200 300 400 500 600 700 800 500 1000 1100 1200

Рис. 3. Изменение потребляемой индуктором мощности в процессе плавки

Анализ зависимостей, приведенных на рис. 3, позволяет предложить модульную концепцию построения инверторов индукционных установок.

Известно, что КПД. любого электротехнического оборудования возрастает с приближением отдаваемой им мощности к ее номинальному значению. С этой точки зрения, целесообразно всегда поддерживать соотношение:

РН = Р + АР, (13)

где РН - номинальная мощность агрегата; Р - текущая мощность нагрузки; ДР - запас для обеспечения безаварийной работы. Следовательно, номинальная мощность инвертора РН должна быть величиной переменной, зависящей от текущей мощности, отбираемой нагрузкой.

Такая концепция может быть реализована, если инвертор представить в виде совокупности отдельных инверторных модулей, работающих на общий индуктор. В этом случае структура такого многомодульного источника может адаптироваться к изменяющимся параметрам нагрузки по критерию:

РН-(Р + АР)^ шт. (14)

Идея модульного принципа построения источников вторичного электропитания и адаптации их структуры к изменяющимся параметрам нагрузки была сформулирована в работах [5-6] применительно к системам централизованного электроснабжения. В работе [7] также изложены соображения о целесообразности создания семейства статических преобразователей напряжения на базе унифицированной базовой ячейки. Изложенную концепцию можно распространить и на источники питания индукционных печей.

Зависимости, представленные на рис. 3, показывают что активная мощность Рд, потребляемая нагреваемым телом изменяется в процессе плавки в 3,5-4 раза. В этом случае,

например для режима 1стаб = 1,4 кА, можно представить источник питания индукционной пе-

чи в виде трех модулей мощностью 130 кВт каждый и включать на параллельную работу 148

столько инверторов, сколько их действительно необходимо для питания индуктора в текущем периоде нагрева

Организация параллельной работы модулей на общую нагрузку требует разработки алгоритма оперативного управления модулями, реализующего функции перестройки структуры силового комплекса, динамического распределения мощности между модулями, защиты в аварийных ситуациях и ряд других задач, рассмотрение которых выходит за рамки настоящей статьи.

Вывод

Описанная система электропитания индукционной печи имеет следующие преимущества по сравнению с применяемыми в настоящее время:

- повышается К.П.Д. индукционной установки;

- экономится ресурс работоспособности оборудования, поскольку неиспользуемые в данном периоде плавки модули отключаются;

- уменьшаются затраты на резервирование (если таковые требуются), поскольку достаточно иметь один резервный модуль, обеспечивая текущую надежность, как при 100%-резервировании;

- появляется возможность унификации силовых блоков, позволяющая оптимизировать количество параллельно работающих модулей для каждого конкретного потребителя.

ЛИТЕРАТУРА

1. Слухоцкий А.Е. Установки индукционного нагрева / А.Е. Слухоцкий. Л.: Энергоиздат.1981. 325 с.

2. Особенности индукционного нагрева ферромагнитных сталей при различных режимах работы преобразователя частоты / С.Н. Владимиров, С.К. Земан, А.В. Осипов, В.П. Толстов // Известия ВУЗов. Электромеханика. 2004. №1. С. 50-54.

3. Зееман С.К., Осипов А.В., Сахаров М.С. Исследование зависимостей характеристик резонансного контура от конструктивных и электрических параметров системы «Индуктор-нагреваемый объект» / С.К. Зееман , А.В. Осипов, М.С. Сахаров // Известия Томского политехнического университета. 2007. Т.310. №1. С.197-202.

4. Иванов А.В., Мульменко М.М., Рогинская Л.Э., Уржумсков А.М. Особенности параметрического синтеза индукторов для электротехнологии // Электрификация сельского хозяйства : Межвуз. науч. сб. Вып. 31. Уфа. 2002. С. 98-102.

5. Кантер И.И. Система централизованного электроснабжения на базе параллельно работающих преобразователей частоты / И.И. Кантер, Ю.Б. Томашевский, Ю.М. Голембиовский // Электричество. 1991. №1. С.39-47.

6. Голембиовский Ю.М. Адаптивные сети на базе инверторов напряжения / Ю.М. Г олембиовский // Proceedings of the 4-th IC “Unconventional electromechanical and electrical systems”. St. Petersburg, Russia, 1999. V3. P.1063-1068.

7. Силкин Е.М. Семейство статических преобразователей напряжения нового поколения / Е.М. Силкин // Силовая электроника. 2005. №4. С.41-47.

Голембиовский Юрий Мичиславович -

доктор технических наук, профессор кафедры «Системотехника» Саратовского государственного технического университета им. Гагарина Ю.А.

Костерев Андрей Александрович -

аспирант кафедры «Системотехника» Саратовского государственного технического университета им. Гагарина Ю.А.

Статья поступила в редакцию 13.07.11, принята к опубликованию 9.11.11