CC BY
48
УДК 621.318.435.2.018
РАСЧЕТ ДРОССЕЛЕЙ, ИСПОЛЬЗУЕМЫХ ДЛЯ ПОЛУЧЕНИЯ ТОКОВ СЛОЖНОЙ ФОРМЫ
Ф.К. Бойко, Е.В. Птицына, С.Ф. Крутоус
Павлодарский государственный университет Il им. С. Торайгырова
щ
фА Мацалада курдел1 цалыпты токпен жумыс icmeumin
Щ электротехникальщ цондыргылардагы кернеу формасын реттеу уиин |§|§ : индуктйвпик орауыиипарды есептеу эдктемесл царастырылган.
Представлен обзор литературы по технике, используемой в электротехнологии для получения токов сложной формы. Приведены закономерности работы и методика расчета дросселей, применяемых для ЩИ получения токов сложной формы.
In the article the survey of literature is presented; the technique ofchoosing chokes Used for the voltage form regulation in electrotechnological installations suppliédwith the current of complicated shape is considered
В электротехнологии используются разнообразные источники питания (ИП), предназначенные для получения токов сложной формы (ТСФ). Так, базовой моделью ИП для электрохимической обработки и гальванического производства являются преобразовательные агрег аты (ПА) серии ВАК и реверсивные кремниевые агрегаты серии ВАКР [1].
В гальваническом производстве применяются установки для питания электролизеров асимметричным током. Схема, разработан-
ная в [2], обеспечивает регулирование частоты и скважности импульсов токов. Для переработки сплавов цветных металлов применяется постоянный ток с наложением переменной составляющей порядка 0,2-г0,75 от постоянной при плотности тока от 20 до 700А/м2 [3]. На основе полупроводникового выпрямителя и трехфазного трансформатора предложена схема, позволяющая получать как пульсирующий, так и периодический ток. Регулирование амплитуды, длительности и
частоты пульсирующего тока позволяет повысить кпд ПА [4]. Аналогичный эффект получен при использовании нереверсивного шестифаз-пого компенсированного преобразователя с тройной частотой напряжения на коммутирующих конденсаторах. Применение нестационарных токов улучшило качество металла, обеспечило сокращение удельного расхода электроэнергии на электролиз. Однако шестифаз-пый режим ПА не отвечает стандарту по качеству электрической энергии, поэтому его применение для мощных потребителей нецелесообразно [5].
Способы получения ТСФ, предлагаемые для анодной обработки и для гальванических производств, не нашли применения в практике гидроэлек-фометаллургии и электролиза расплавленных сред из-за особенности данных технологических процессов, сложности реализации разработанных способов получения ТСФ и управления ими для установок, рассчитанных на большие токи (от 25 до 250кА).
За рубежом для питания мощных потребителей реверсивным током предусматривается кратковременное замыкание отдельных электролизеров накоротко. Питание реверсивным током позволило снизить электродную поляризацию и пассивацию анодов при электролизе меди, никеля, цинка. Однако при этом на-
блюдалось увеличение удельного расхода электроэнергии и снижение выхода металла по току [6].
В России для питания мощных электролизных установок нестационарными токами используют тири-сторные агрегаты (автоматизированные системы серии САПТ). Однако опыт эксплуатации агрегатов на комбинате «Уралэлектромедь» и Норильском горно-металлургическом комбинате с 1974 г. доказывает, что увеличение токовыг. нагрузок в реверсивном режиме рабэты агрегата приводит к увеличению расхода электроэнергии [6]. Питание нагрузки ТСФ возможно при исполь зовании двенадцатифазного реверсивного ПА. Однако агрегат имеет сложную конструкцию из-за необходимости применения четырех специальных трехфазных реакторов и компенсирующих устройств, подключаемых к выпрямительным блокам. Для упрощения устройства к двум вторичным обмоткам трансформатора компенсированного реверсивного ПА подключают кон денсаторные батареи. Однако зт потребовало соответствующего и -менения схемы их включения дгя достижения двенадцатифазного режима преобразования и обеепече ¡ля угла сдвига в 30 эл. град, между фазными эде вторичных обмоток [7]. В этом плане представляется интересным способ электролиза меди, предложенный в [8], основанный на ис-
пользовании регулируемого по форме выпрямленного тока. Способ реализуется в ПА, укомплектованных выпрямительными блоками с управляемыми вентилями. Однако на промышленных предприятиях находятся в эксплуатации и агрегаты с выпрямительными блоками на диодах.
Следовательно, рассмотренные выше схемные решения получения ТСФ нельзя непосредственно использовать в базовых моделях преобразовательных агрегатов для мощных электролизных установок, что настоятельно выдвигает задачу либо доработки и усовершенствования автоматизированных систем серии САПТ, либо разработки способа получения ТСФ при помощи оборудования, которым укомплектованы современные ПА ВАКВ или ВАКД. Последний путь является весьма перспективным с учетом ограничений денежных инвестиций, выделяемых в условиях рыночных отношений, на развитие новой техники и технологии в Казахстане, России и других республиках бывшего Союза.
В электрофизических процессах также используются ТСФ. Для их получения применяются статические полупроводниковые генераторы импульсов, выполняемые на высокочастотных тиратронах, транзисторах или тиристорах; низкочастотные генераторы на основе несимметричной (полууправляемой),
либо симметричной (полностью управляемой) трехфазной мостовой схемы выпрямления с большим углом управления; генераторы с прерывателем тока и устройствами шунтирования цепи нагрузки; твердотельные оптические квантовые генераторы - лазеры; ультразвуковые генераторы на транзисторах, преобразующих ток промышленной частоты в ток высокой частоты (16кГц) и предназначенные для работы с пъезокерамическими преобразователями; генераторы импульсных токов, используемые в магни-тоимпульсных установках и являющиеся малоиндуктивными емкостными накопителями энергии; высоковольтные выпрямители и выпрямители с умножением напряжения, используемые в установках электронно-ионной технологии; электростатические генераторы [9].
Однако применяемые ИП обладают рядом недостатков. Так, например, большая масса и габариты отличают генераторы импульсов с последовательным инвертором, что связано с использованием емкостных фильтров для поддержания постоянной амплитуды импульсов. Низкие коэффициент мощности и коэффициент использования, большие массогабаритные показатели характеризуют работу индуктивно-емкостных преобразователей. Малую выходную мощность, низкую производительность, разброс пара-
метров импульсов разрядного тока, низкий кпд имеют релаксационные генераторы. Загрузка сети несинусоидальными токами присуща работе низкочастотных генераторов; при изменении скважности импульсов (в управляемых выпрямителях) изменяется максимальное напряжение импульсов; низкое значение коэффициента мощности также является недостатком этого источника питания. Резкое уменьшение кпд при увеличении скважности выходных импульсов наблюдается при работе генераторов с устройствами шунтирования цепи нагрузки. Генераторы с прерывателями тока имеют низкий кпд, большую массу и габариты, что связано со значительной энергией, рассеиваемой внутри источника. Установка на стороне переменного тока линейных и нелинейных реакторов и конденсаторов в схемах с промежуточными преобразователями усложняет схемы генераторов с реактивными токоограничивающи-ми элементами. Низкий кпд и большие массогабаритные показатели характеризуют работу и безнакопительных генераторов [10].
Для питания дуговых сталеплавильных печей (ДСП) постоянным током используются регулируемые тиристорные ИП, аналогичные ТВ-9 для вакуумных дуговых печей со вторичным напряжением до 900В /11/. Регулирование режима ИП осуществляется РПНтрансфор-
матора и с помощью угла открытия тиристоров, что является причиной низкого коэффициента мощности установки (до 0,6) при глубоком регулировании и отрицательного влияния ДСП на питающую сеть. Все это обусловливает необходимость дополнительного применения в подобных установках оильтрокомпен-сирующих и фильтре сим метр ирую-щих устройств.
Отмечено улучшение электротехнических характеристик уенно-вок электрошлакового перешава (ЭШП) при использовании Т^Ф [11]. Изменение параметров и эксплуатационных характеристик Э1ГП достигнуто за счет перевода печек с переменного тока промышленной частоты на питание постоянным током. Однако качество слитков при этом снижалось. Разрабатывались конструкции печей ЭШП с тремя расположенными по треугольнику электродами и одним кристаллизатором. Питание ЭШП током низкой частоты (2-И 0Гц) от преобразователя частоты позволило снизить индуктивность контура печи. Кроме переменного, постоянного и постоянного тока с переменной составля ющей, применяют реверсивный ток. При этом постоянная составляющая тока используется для электрохимической оптимизации металлургических процессов. Однако применение многоамперных тиристорных преобразователей усложняет и удоро-
жает такую установку, снижает надежность ее работы.
Следовательно, несмотря на большой опыт использования ТСФ в электрохимических, электротермических, электрофизических процессах совершенствование и улучшение характеристик ИП остается важным моментом для повышения эффективности электротехнологических установок.
Для ЭТУ с питанием ТСФ наиболее эффективными являются ИП, содержащие силовой трансформатор общего или специального исполнения и дроссели, обеспечивающие плавное регулирование формы напряжения. В комплект ИП могут входить выпрямительные блоки. Опытно-промышленными испытаниями установлено, что режимы работы такого ИП не вносят искажений в питающую сеть. ИП работает 'с более высоким коэффициентом мощности, что не требует установки фильтрокомпенсирующих и фильтросимметрирующих устройств. Снижается удельный расход электроэнергии, улучшается качество продукции, повышается интенсивность технологического процесса, улучшаются условия труда и экологическая обстановка [12].
Широкое использование ТСФ в электротехнологических процессах предполагает проведение реконструкции существующих ИП. Используемые в настоящее время на
преобразовательных агрегатах дроссели насыщения предназначены для регулирования уровня напряжения. Поэтому для проектирования дросселей,- предназначенных для получения ТСФ, необходима соответствующая инженерная методика расчета. Одтако до настоящего времени разрабатывались методики по расчету индуктивных катушек, работающих при переменном, постоянном и произвольной форме тока в диапазоне частот от 50Гц до 50кГц. Исследованы законы роста размеров и массы таких дросселей при задании потерь в магнитопро-водах, в обмотках или постоянной времени. В подобных дросселях насыщения масса, сечение магнито-провода (его объем), типовая мощность, удельная энергоемкость, добротность, величина потерь, температурный режим сердечника и обмоток дросселя определяются диапазоном регулирования напряжения [13,14].
Так, типовая (габаритная) мощность дросселя определяется произведением действующего значения напряжения питания и максимального рабочего тока. Полезно используемая часть зависит от произведения действующего значения напряжения на нагрузке при максимальном токе нагрузки.В свою очередь соотношение между напряжением питания и напряжением на нагрузке зависит от согласования со-
противления нагрузки с сопротивлением рабочей обмотки дросселя постоянному току. Выгоднейший режим соответствует соотношению этих величин, равному 1,5-5.
При этом улучшение использования типовой мощности ДН в реальных конструкциях обеспечивают' за счет соответствующего:
- изменения величины сопротивления рабочих обмоток дросселя постоянному току через измене ние схемы подключения оомоток {последовательное, параллельное, схемы с самоподмагщтшвйниеч};
- согласования с нагрузкой при включений ее через трансфор-/.к-■ ;■>. г = г5 (со5 /ол. г. Одинко и нескнусоидальноети форм»! тока ДН включение нагрузки
траксформлгор е лзлн- сг г-отг- и -1ерь мощности;
- ИСПОЛЬЗОсЙ"! ЕЬЧ.НрХ 'УЛТЛСЛЛ-
ны-ч схем умножения папрл жл л-¡я (число конденсаторов в схем л •' по числу вентилей и кратности ум-• гожсиия напряжения: удвоения, ут -роения, умножения в 2к или и 2Ы раз. Это дополнительно усложняет схему питания ЭТУ и связано с использованием дорогостоящих полупроводниковых приборов к конденсаторов. Для дросселей, работающих с большим запасом мощности, строгое согласование нагрузки не предусматривается, что обусловливает увеличение их типовой мощности.
Экспериментально установлено, что регулирование частоты питающего напряжения обусловливает уменьшение не только значения сопротивления нагрузки, но и сопротивления дросселя [15].
Исходными данными при проектировании обычно являются', сопротивление обмотки ПОСТОЯ 'НОМУ току, индуктивность дросселе или постоянная времени т = Ь/к .; игт в обмотке, закон изменения то:-:а МЫ
Выражение длп лпродсл'ния гипож'й мощности д;лтя и. :гт алд П?1:
® н ■..:...: ¡НОН ЛОМЛТКе
'Ш (Л.4 ... -■ .■...'■'■■ЛИ ГОК Б ОС-
МОЛК,:. ЛНЧИЬйННЯ: Е . - зкзи-
в;: л 'ч л Л;.-; мде дросселя, определяе-м: ; л-а ллюм изменения напря-■кл ' в пределах ступени РПН
I -Т'"' .
И -.....- / Л, • . -
; ;; " ........
йеьное'з!■ач..л: :л л юж = нк: т _ к ДН И; : • - л: " пел с-
шЛ ■■-.! ':-• •,■.!. - " - -
Один ко пр. , , --:■ ,.Ш 1 ЛОВОМ рсЖЛ: Л уДСЛ/... .. Л .Л; -/.ЗОН
иллллення лдд\>..л л .При :• V •: VI о я ь л ? е: ■ :: т о » ¡ость
у м С ; иЛ :; 0 тI: {Я Т К: IО й С;1. М 0112,.; О СТИ дросселя:
1рн Типах ' ©„
т.дн
га
2л/2
- • 10 8(В, - В2)
Величина Рт, характеризует параметры дросселя, определяемые произведением числа витков рабочей обмотки Юр и сечения сердечника Б :
т.дн
К-Б, со,.
(3)
ЛМДН ■ 108
= ПИП
(2)
поскольку 8С со
„ - 1 тп_
11ри уменьшении значения ти-повой мощности снижается вес дросселя за счет уменьшения объема магнитопровода:
Ус=8с-/с=тш, (4)
°с ^-1С-ас = тт ,
где 1с-длина средней линии магнитопровода; с1 -удельный вес стали.
В [18] утверждают, что значение удельных потерь мощности в магнитопроводе при несинусоидальных и импульсных токах больше, чем при синусоидальном токе промышленной частоты
Рнесин ~~ Рейн • Ун • (5)
ния с использованием ТСФ: более легкое опрокидывание спинов за счет энергии внешнего поля частоты СОр снижает потери мощности на перемагничивание. Уменьшение при ТСФ перегрева поверхности магнитопровода позволяет уменьшить объем магнитопровода V,. Это обусловливает снижение удельных потерь мощности в единице объема, поскольку:
„ ДРс
V.
(6)
где у н-коэффициент, учитывающий увеличение мощности потерь в магнитопроводе при несинусоидальном воздействии по сравнению с синусоидальным.
Однако в новых дросселях изменение характера перемагничива-
где ДРС-мощность потерь в магнитопроводе, обусловленная потерями на вихревые токи, гистерезис, магнитную вязкость, неучтенные потери.
Снижение сечения сердечника обусловливает снижение объема меди обмотки и веса меди. При проектировании ДН потери мощности в рабочей обмотке от несинусоидальных токов определяют по выражению [16,18]:
д ~ I2' ^о' Кдоб = Я • 50ХЛ, (7) где сопротивление обмотки дросселя постоянному току, равное р-удельное сопро-тивление;0ККдо3б-коэффициент добавочных потерь; д-допустимая плотность теплового потока; Б - поверхность охлаждения обмотки; Б -
площадь окна сердечника; 1о-срсдняя длина витка обмотки; ^-коэффициент заполнения.
В [18] утверждают, что при протекании в обмотке дросселя гармонического тока с эквивалентной
„ т - 4/ частотой ь - / г ^ выделяющаяся в проводнике мощность потерь дополнительно возрастает из-за поверхностного эффекта и эффекта вытеснения тока магнитным полем (в многожильных проводах). Поэтому в выражение (7) для расчета потерь мощности в обмотках при несинусоидальных токах вводят коэффициент добавочных потерь,
Представленные в [15] зависимости свидетельствуют о снижении потерь мощности в рабочей обмотке дросселя в режиме с использованием ТСФ.
Принимая во внимание уменьшение площади окна сердечника г средней длины витка обмотки (формула 4), можно говорить об умен.-шении объема меди и веса меди
У« -10 - К, =тш , (8)
б.. = 8„„
м
• ём ■ К, = тт,
О „ =0., +0„ =8,,
■а -К,+
где: (^-удельный вес меди. С учетом выражений (4) и 8) вес дросселя определяется как:
•!,. -а
: тт
(9)
При проектировании дросселя с минимальными массогабаритны-ми показателями необходимо обеспечить требуемые значения энергоемкости, добротности и перегрева. Обычно для увеличения энергоемкости дросселя увеличивают габариты ферромагнитных материалов или в магнитопроводе предусматривается немагнитный зазор, что увеличивает мдс на величину Нв1в [16,18]: /•о)р=Не.1с +НВ-1В. (10) В новом режиме мдс является функцией частот О)0;соР. Ее значение изменяется при изменении соотношения между этими частотами и при совпадении достигает максимального значения:
F(<У0;<УF) = /•(CУ0;ÍУF)•<У^; .(11)
Поэтому и величина магнитного потока в сердечнике зависит от соотношения этих частот:
фк;%КУ' Ч, (12)
Применение ТСФ позволяет уменьшить массогабаритные показатели дросселя. В [19] представлена энергетическая оценка амплиту ды колебаний зарядов при резонан се в системе. Заменив в выраженю амплитуду колебаний зарядов и ау-плитуду внешней электрическж силы на амплитуду гармоники пою-косцепления в сердечнике у и а мплитуду внешней периодической силы Ет, получим амплитудно-частотную характеристику цепи, из ко-
торой можно определить амплитуду гармоники (первой) потокосцеп-ления при резонансе:
з
VI/.
С0-1|/п
<и
Воспользовавшись методом подстановок, можно показать, что
и амплитуда к-й гармоники при резонансе возрастает [20]. Увеличение при резонансе амплитуд гармонических обусловливает увеличение потокосцепления и магнитного потока в сердечнике по сравнению с обычным режимом.
В [16,18] энергоемкость дросселя определяют по выражению:
Т1т2 _оуФт-1т2 _5С
Вш-^т'Ч)-
(14)
2 1т В новом режиме энергоемкость дросселя является функцией
частот со0;с% и ее значение возрастает по мере приближения частотного соотношения к резонансу
х (со„; %) = со • Ф т (со0; соР) •■ I т (со0: соР).
(15)
Таким образом, снижение объема сердечника дросселя в условиях резонанса позволяет получить такое же максимальное значение запасенной в магнитопроводе энергии, как в дросселях насыщения.
Учитывая зависимость энергоемкости дросселя от соотношения частот сй0;соР, определим предельное значение мдс в рабочей обмотке [16,18]:
р _ Рок -К3 Ч •50ХЛ
ПРЗД у! } . (16)
Принимая во внимание выражения (11), (15), запишем уравнение для мдс в режиме резонанса в виде
»шИ- ё п 7------Г. (17)
В условиях резонанса электропроводность металлических проводников с малым удельным сопротивлением также определяется соотношением частот сй0;%. При снижении величины удельного сопротивления р(со0;сор) изменятся значения коэффициента теплоотдачи с поверхности. Допустимая плотность теплового потока будет определяться также соотношением частот q(co0;cйF). Тогда значение предельной мдс изменится по сравнению с обычным режимом работы дросселя:
¡Б ок-К3-д(с0о;с0р)-5о
Конструктивные размеры дросселя можно определять и через постоянную времени х ~ /х> с
/ * обм
учетом или без учета ограничений по индукции, предельной мдс, энергии дросселя.
Проектируемый дроссель должен обеспечивать регулирование формы тока в заданном диапазоне частот. В [18] минимальный объем магнитопровода дросселя, соответствующий критической частоте, оп-
ределяют по выражению:
Ут;п = 7,3 • 10-3 А • С)3'2 ' 09>
где: А - коэффициент, учитывающий потери в магнитопроводе.
Однако при проектировании нового дросселя минимальный объем становится не только функцией добротности, энергоемкости и перегрева, но и соотношения частот
X
(20)
Таким образом, особенности процессов в дросселях при несинусоидальном периодическом воздействии в условиях резонанса требуют внесения уточнений в существующие инженерные методики проекти-
рования. Это позволит на базе современных преобразовательных агрегатов в кратчайшие сроки разработать эффективные (модернизированные) ИП для ЭТУ с питанием ТСФ.
ЛИТЕРАТУРА
1. Справочник по электроснабжению и электрооборудованию: В - 2т. Т. 1. Электроснабжение. - Т.2. Электрооборудование / Под общ. ред. A.A. Федорова,- М.: Энер-гоатомиздат, 1987.- 592 е.: ил.
2. A.c. 960321 (СССР) МКИ С 25 С 21/12. Устройство для питания гальванических ванн периодическим гоком / Никонов К.С. и др. // Открытия. Изобретения.- 1982.-№35.
3. A.c. 794092 (СССР) МКИ С 25 С 3/06. Способ питания электролизера пульсирующим током / Голь-дштейн С.А. и др. // Открытия. Изобретения.- 1982.
4. Пат. 1831759 (СССР) МКИ Н 02 М 9/06. Преобразователь для питания гальванических ванн/ Ва-леев И МЛ Бюллетень изобретений. 1993.№28.
5. Электромагнитные процессы в трехфазном двухмостовом преобразователе с искусственной коммутацией на тройной частоте/Глин терник С.Р. и др .//Преобразовательные устройства и системы возбуждения синхронных машин.-Л: Наука, 1973.-С.40.
6. Современное состояние, пути развития медерафинировочно-го производства и повышение каче-
ства рафинированной меди: Обзор / Козлов В.А., Лавров А.Г. и др.- М.: 1988.- 52 с. / Сер. «Производство тяжелых цветных металлов»: обзорн. информ. / Мин-во цв. Металлургии СССР. ЦНИИцвегмет экономики и информ.; вып.2.
7. A.c. 788315 (СССР) МКИ Н 02 М 9/06. Компенсированный реверсивный преобразовательный агрегат / Ю.И. Хохлов // Бюллетень изобретений. - 1980. - №46.
8. A.c. 120579 (СССР) МКИ С 25 С 11/12. Способ электролитического рафинирования меди / Бойко Ф.К. // Открытия. Изобретения.-1985.-№2.
9. Справочник по электрохимическим и электрофизическим методам обработки / Под обш. ред. В.А. Волосатова. - Л: Машиностроение. -1988. -718с.
10. Левинсон Е.М., Лев B.C. Обработка металлов импульсами электрического тока / Под общ. ред. Попилова Л .Я. - М.-Л.: Машгиз. -1961. -93с.
11. Электротехнологические промышленные установки: Учеб. для вузов / И.П. Евтюкова, Л.С. Ка-цевич, Н.М. Некрасова, А.Д. Свен-чанский. // Под ред. А.Д. Свенчанс-кого,- М.: Энергоиздат, 1982.- ил.
12. Птицына Е.В. Влияние на электрическую сеть электротехнологических установок с питанием током сложной формы. / Электротехника, 2001, № 8. - С.6.
13. Расчет потерь в стали при несинусоидальной форме кривой на-
пряжения питания / Васильева Л.С., Завалина И.Н., Калинер Р.С.//Элек-трогехника.-1970.-№11 .-С.46-49.
14. Карасев В.В. К расчету потерь в стали трансформаторов и реакторов преобразовательных устройств/Электротехника, 1973, №3.
15. Разработка рекомендаций по оптимизации режимов систем электроснабжения электролизных производств /Бойко Ф.К., Птицына Е.В. и др.//Сб. науч. трудов № 125. М.: МЭИ, 1987.-С.61-65.
16. Черкашин Ю.С. Расчет индуктивности катушек с магнитопро-водом при несинусоидальной форме тока//Электричество. -1994, №9. -с.57.
17. Трехфазные силовые полупроводниковые выпрямители, управляемые дросселями насыщения/ Толстов Ю.Г., Мосткова Г.П., Ковалев Ф.И. М: Издательство Академии Наук СССР, 1963.-С.174.
18. Расчет электромагнитных элементов источников вторичного электропитания / Горский А.Н., Русин Ю.С., Иванов Н.Р., Сергеева Л.А.-М.: Радио и связь, 1988.-176 с.
19. Птицына Е.В. Уравнение энергии при резонансе в электротехнологических процессах / Проблемы комплексного развития регионов Казахстана. - В 3 частях. - Ч. 2-я. Электроэнергетика и теплоэнергетика.-Алматы: КазгосИНТИ, 1996. - 27-32 с. (ISBN 5-7667-2021-1).
20. Бессонов Л.А. Нелинейные электрические цепи. - 3-е изд., пере-раб. и доп. - Учебник для втузов. -М.: Высшая школа, 1977. - 343с.:ил.
